/
Автор: Рыжков И.Б. Исаев О.Н.
Теги: подземное строительство земляные работы фундаменты строительство тоннелей строительство инженерия монография механика грунтов грунты
ISBN: 978-5-93093-758-9
Год: 2010
Текст
УДК 624.131.38
ББК 38.58
Рецензенты:
доктор технических наук, профессор Л. С. Лмарян
(ПНИИИС);
доктор технических наук, профессор Б Б. Бахолдин
(НИИОСП им. И.М. Гсрссвапова).
Рыжков И.Б., Исаев О.Н.
Статическое зондирование грунтов. Монография. - М.: Издательство
Ассоциации строительных вузов, 2010.-496 с.
ISBN 978-5-93093-758-9
. 4 * L
а !
( г
< (
Приводится обзор исследований и анализ опыта практического приме-
нения метода статического зондирования грунтов в "нашей стране и за ру-
бежом за последние пять десятилетий. Рассматриваются конструкции зон-
дов и зондировочных установок, способы зондирования и интерпретации
получаемых данных, методы использования данных зондирования при ре-
шении различных практических задач. 1 tJ
Для инженерно-технических и научных работников изыскательских,
проектных, строительных и научно-исследовательских организаций; сту-
дентов строительных и инженерно-геологических специальностей.
Г' , ( УДК 624.131.38
ББК 38.58
ISBN 978-5-93093-758-9
© Рыжков И.Б., Исаев О.Н., 2010
© Издательство АСВ, 2010
ОГЛАВЛЕНИЕ
ВВЕДЕНИЕ......
................................8
ГЛАВА 1. ОСНОВНЫЕ ПОНЯТИЯ, ПРИМЕНЯЕМОЕ
ОБОРУДОВАНИЕ, КРАТКАЯ ИСТОРИЯ
ЗОНДИРОВАНИЯ...............................
1.1. Основные понятия..............."""""""........и
1.2. Основные задачи, решаемые с помощью статического
зондирования...................................... U
1.3. Используемое оборудование................... 21
1.3.1. Механические зонды..................... 2]
1.3.2. Гидравлические (пневматические) зонды...27
1.3.3. Тензометрические зонды..................28
1.3.4. Специальные зонды, совмещающие дополнительные
функции.......................................33
1.3.5. Зондировочные установки.................55
1.4. Краткая история зондирования и тенденции его развития.67
ГЛАВА 2. ИССЛЕДОВАНИЯ, СВЯЗАННЫЕ С ИЗУЧЕНИЕМ
ПРОЦЕССА СТАТИЧЕСКОГО ЗОНДИРОВАНИЯ. 80
2.1. Физические и механические процессы, происходящие в грунте
при статическом зондировании................80
2.2. Влияние конструкции и размеров зонда на результаты
статического зондирования..................................85
2.3. Влияние методических факторов и условий выполнения
статического зондирования..................................98
2.4. Теоретическая интерпретация связи между данными
статического зондирования и механическими
свойствами грунта......................................1
2.4.1. Эмпирические и теоретические зависимости в практике
статического зондирования.............................
2.4.2. Типичные математические модели статического
..117
зондирования ....................................
2.4.3. Использование модели упругопластической среды,
разрушающейся согласно закону Кулона
и деформирующейся линейно.............................
2.4.4 Основные направления применения рассмотренных
теоретических зависимостей.......................у.....
2.5. Теоретическая оценка роли точности и числа измерении
при использовании статического зондирования................]j)6
2 6 Некоторые обобщения практического характера..........
«‘sssssssr^
ВЩЕКЕНЕРНО-ГЕОЛОГИЧЕСКНХ
ИЗЫСКАНИЯХ..
3.1. Изучение характера напластования грунтов
(построение литологических разрезов)............-........
3.1 ^Идентификация литологических разновидно, геи грунта.. 51
3.1 .2. Составление литологических разрезов.......... оо
3.2. Определение свойств грунтов..........................
3.2.1. Типичные проблемы, затрудняющие исследования..... 1 /0
3.2.2. Общие представления, используемые при практической
оценке свойств грунтов...............................
3.2.3. Определение основных прочностных характеристик
грунтов............................................
3.2.4. Определение модулей деформации грунтов......
3.2.5. Определение прочих характеристик грунтов....
179
205
222
ГЛАВА. 4. «ПРЯМЫЕ» МЕТОДЫ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ
ДАННЫХ СТАТИЧЕСКОГО ЗОНДИРОВАНИЯ.......................251
4.1. Особенности «прямых» и «косвенных» методов........251
4.2. Оценка сопротивляемости оснований мелкозаглубленных
фундаментов (естественных оснований)...................253
4.3. Определение несущей способности свай..............264
4.3.1. Общие сведения..............................264
4.3.2. Исследования и практика применения статического
зондирования в свайном фундаментостроении
бывшего СССР и государств СНГ.......................268
4.3.3. Применение статического зондирования
для определения несущей способности свай
в странах дальнего зарубежья........................292
4.4. Решение технологических задач......................31 ]
4.4.1. Оценка возможности забивки свай имеющейся
сваебойной техникой...............................3 ] ]
4.4.2. Вопросы производства земляных работ, уплотнения
и закрепления оснований........................... 324
4.5. Оценка опасности разжижения песков................334
ГЛАВА 5. ПРИМЕНЕНИЕ СТАТИЧЕСКОГО ЗОНДИРОВАНИЯ
rPVHT^ УСЛ0ВИЯХ № СПЕЦИФИЧЕСКИХ
5.1. Вечномерзлые (мпоголстнсмерзлые) грунты.!...."....34
5.1.1. Общие сведения, историческая справка
оборудование и методы испытаний...’.............34
4
5.1.2. Влияние технологических факторов на сопротивления
мерзлого грунта зондированию..................355
5.1.3. Влияние геокриологических факторов на сопротивления
мерзлого грунта зондированию..................360
5.1.4. Теплофизическое взаимодействие зонда с талым
и мерзлым грунтом, измерение температуры грунта
с помощью зонда..............................362
5.1.5. Идентификация талого и мерзлого состояний грунтов 364
5.1.6. Определение механических свойств мерзлых грунтов.366
5.1.7. Использование статического зондирования для расчета
основания фундаментов на вечномерзлых грунтах.369
5.2. Просадочные грунты........................ 375
5.3. Грунты с включениями крупных валунов или глыб
(моренные, элювиальные и проч.)...................391
5.4. Использование зондирования в космических исследованиях.
Грунт Луны........................................406
ГЛАВА. 6. ПРИНЦИПЫ СОВМЕСТНОГО ИСПОЛЬЗОВАНИЯ
СТАТИЧЕСКОГО ЗОНДИРОВАНИЯ С ДРУГИМИ
ВИДАМИ ИСПЫТАНИЙ ГРУНТОВ.........................413
6.1. Сложности совместного использования различных видов
испытаний...........................................413
6.2. Корректировка результатов, получаемых по данным
зондирования........................................419
6.3. Использование статического зондирования в комплексе
с несколькими независимыми методами изучения грунта.435
ЗАКЛЮЧЕНИЕ.......................................452
ПРИЛОЖЕНИЕ 1. ТЕРМИНОЛОГИЧЕСКИЙ СЛОВАРЬ
ПО СТАТИЧЕСКОМУ ЗОНДИРОВАНИЮ....................458
ПРИЛОЖЕНИЕ 2. АНГЛОЯЗЫЧНЫЕ СОКРАЩЕНИЯ,
ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ В ЗАРУБЕЖНЫХ
ПУБЛИКАЦИЯХ ПО СТАТИЧЕСКОМУ
ЗОНДИРОВАНИЮ......................................461
ПРИЛОЖЕНИЕ 3. ОСНОВНЫЕ БУКВЕННЫЕ
ОБОЗНАЧЕНИЯ.......................................463
ПРИЛОЖЕНИЕ 4. ПРИМЕНИМОСТЬ И ПОЛЕЗНОСТЬ
ПОЛЕВЫХ МЕТОДОВ ИСПЫТАНИЙ
ГРУНТОВ.........................................474
ПРИЛОЖЕНИЕ 5. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ДАТЧИКИ
И УСТРОЙСТВА, ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ
ПРИ ЗОНДИРОВАНИИ................................476
ЛИТЕРАТУРА.......................................481
5
CONTENTS
INTRODUCTION......
CHAPTER 1. BASIC CONCEPTS>-™EDEQUIPMENT\
SHORT RETROSPECT OF CPI............
1.1. Basic concepts...............................
1.2. Principle problems resolved with CPT.............
1.3. Applied equipment.......................................
1.3.1. Mechanical cone penetrometers.....................
1.3.2. Hydraulic (pneumatic) cone penetrometers..........
1.3.3. Tensometric cone penetrometers...................
1.3.4. Special cone penetrometers with additional capabilities
1.3.5. CPT rigs..........................................
1.4. Brief retrospect of CPT and its principle development trends..
13
13
17
21
21
27
28
33
55
67
CHAPTER 2. RESEARCH OF CPT PROCESS......................................80
2.1. Physical and mechanical processes, occurring in soil, during CPT......80
2.2. Effect of design and dimensions penetrometer on CPT results...........85
2.3. Effect of methodology and conditions on CPT process...................98
2.4. Theoretical CPT data and soil mechanical properties data interrelation.115
2.4.1. Empirical and theoretical relationships in CPT practical
applications.........................................................115
2.4.2. CPT typical mathematical models................................117
2.4.3. Application of linear clastoplastic model with Coulomb
strength criterion...................................................124
2.4.4. Principle application trends of the discussed theoretical
dependences..........................................................134
2.5. Theoretical evaluation of accuracy and number of measurements
in CPT....................................................................]4o
2.6. Some general practical generalizations...............................146
CHAPTER 3. PRACTICAL METHODS OF CPT APPLICATION
IN SITE SURVEY............................................
3.1. Investigation of soil stratification features
3.1.1. Identification of soil lithological varieties
3.1.2. Lithological profiles plots.................
3.2. Determination of soil properties..........
3.2.1. Typical issues of soil investigations
3.2.2. General concepts for practical evaluation of soilI properties
3.2.3. Determination of principle soil strength properties
3.2.4. Determination of soil stiffness moduli ₽ .........
3.2.5. Determination of other soil parameters .................
CHAPTER 4. «DIRECT» METHODS OF CPT DATA
a f e APPLICATION.... DATA
4-1. Specific features of «direct»
6
151
151
151
166
170
170
174
179
205
222
251
251
4.2. Evaluation of shallow footings resistance................................253
4.3. Pile bearing capacity evaluation.........................................264
4.3.1. General information................................................264
4.3.2. CPT research and practical application for pile engineering
in former USSR and in CIS states.................................268
4.3.3. Application CPT for pile bearing capacity evaluation
in foreign countries......................................................292
4.4. Solutions of technological problems......................................311
4.4.1. Evaluation of available equipment capacity for pile driving........311
4.4.2. Earth excavation, soil compaction and stabilization
technology aspects........................................................324
4.5. Sand liquifaction risk sscssment.........................................334
CHAPTER 5. CPT APPLICATIONS IN SPECIFIC
SOIL ENVIRONMENT.....................................................345
5.1. Permafrost soils................................................345
5.1.1. General information, historical background,
equipment and test methods.......................................345
5 1.2. Effects of technological factors on frozen soil CPT resistance.355
5.1.3. Effects of gcocryological factors on frozen soil CPT resistance....360
5.1.4. Thermophysieal interaction of penetrometer with thawed
and frozen soils, soil temperature measurement with penetrometer.362
5.1.5. Thawed and frozen soil state identification...............364
5.1.6. Frozen soil mechanical properties determination....................366
5.1.7. CPT application for analysis of footings on permafrost....369
5.2. Collapsible soils........................................................375
5.3. Soils with large boulder and block inclusions (moraine, eluvial, etc.)...391
5.4. CPT applications in outer space. Lunar soils....................406
CHAPTER 6. CPT AND OTHER SOIL TESTS
JOINT APPLICATIONS.................................................. 413
6.1. Joint tests application issues..................................413
6.2. CPT data updating...............................................419
6.3. CPT application with other independent soil investigation tests.435
CONCLUSION...........................................................452
ANNEX 1. GLOSSARY OF CPT TERMINOLOGY...............................458
ANNEX 2. ENGLISH ABBREVIATIONS IN INTERNATIONAL
PUBLICATIONS ON CPT..................................................461
ANNEX 3. LIST OF MAIN SYMBOLS......................................463
ANNEX 4. THE APPLICABILITY AND USEFULNESS
OF IN SITU TESTS.................................................... 474
ANNEX 5. MORE SENSORS AND DEVICES USED
IN PENETRATION TESTING.............................................476
REFERNCES............................................................481
7
ВВЕДЕНИЕ
Статическое зондирование является в настоящее время одним из
осн "Хв изучения грунтовых условий,
шем XX веке претерпел сложную эволюцию от простейших щупов,
Х^аемых вручную, до мощных мобильных установок с высо-
комеханизированным управлением и автоматизированной системой
измерений. С помощью зондирования удается оцениват ь грунт в со-
стоянии его естественного залегания (in situ) с максимальной эффек-
тивностью. При этом главными достоинствами статического зонди-
рования являются его быстрота и простота, т.е. возможность прове-
дения большого числа измерений в кратчайшие сроки. Необходи-
мость в этом связана с двумя обстоятельствами.
Во-первых, изучаемый грунт всегда неоднороден, его свойства
различны в каждой точке обследуемой площадки. Малочисленные
полевые и лабораторные испытания грунта не гарантируют необхо-
димой полноты получаемой информации, как бы точны они ни были.
Всегда остаются опасения, что между буровыми скважинами или
точками полевых испытаний остались незамеченными «слабые» или
«прочные» линзы грунта, что фактические границы между пластами
(слоями грунта) отличаются от принятых, т.е. указываемых на лито-
логическом разрезе, и т.д. Просчеты такого типа нередко становятся
причинами повреждений или даже обрушения построенных объек-
тов. Естественно, что для предотвращения подобных ситуаций необ-
ходимо оценивать грунтовые условия площадки по возможно
большему числу точек, что требует быстрых и дешевых методов,
таких как статическое зондирование.
Во-вторых, рациональное использование быстрых и дешевых
методов изучения грунта («экспресс-методов»), к каким относится
статическое зондирование, — наиболее реальный способ сокращения
продолжительности инженерных изысканий. Частичная замена бу-
ровых скважин и дорогостоящих испытании грунта на статическое
зондирование, как правило, обеспечивает сокращение сроков изы-
скательских работ даже при значительном увеличении числа точек
зондирования.
Повышение внимания к темпам изысканий в определенной мере
связано с осознанием их экономической роли в строительном инве-
стиционном цикле в целом (т.е. в цикле «изыскания - проектирова-
^ск^°оИиеЛЬН0'М0НТаЖНЫС Раб°™ " п№коналадочные работы»),
“ проектирование представляют этапы, которые, не тре-
буя больших материальных затрат, связаны со значительными затра-
8
тами времени. По этой причине продолжительность изысканий и
проектирования в ряде случаев может иметь даже большее экономя-
ческос значение, чем их стоимость. Для инвестора увеличение про-
должительности инвестиционного цикла лишь на 1 месяц равно-
сильно удорожанию строительства примерно на 1...2% (за счет до-
полнительных платежей по кредитам и снижения темпов оборачи-
ваемости капиталовложений). Напротив, сокращение продолжитель-
ности этого цикла эквивалентно такому же удешевлению строитель-
ства. Если учесть, что стоимость инженерно-геологических изыска-
ний в большинстве случаев составляет лишь 0,5...I% от общей
сметной стоимости строительства, становится очевидным исключи-
тельное значение темпов изыскательских работ.
Практика подтвердила, что при наличии высокопроизводитель-
ных зондировочных установок можно выполнять такое количество
измерений на изучаемой площадке, которое практически недости-
жимо при дорогостоящих традиционных способах оценки грунта.
«Густота» расположения точек (пунктов) зондирования на площадке
может без особых проблем доводиться до уровня, когда можно нс
опасаться пропуска линз слабых грунтов или значительных искаже-
ний границ между различными пластами. Кроме того, статическое
зондирование обеспечивает оценку несущей способности свай во
всех характерных участках площадки, на всех интересующих проек-
тировщика глубинах, уступая по точности оценок только статиче-
ским испытаниям натурных свай.
Последние десятилетия во всех развитых странах проводились
обширные исследования статического зондирования. Этому методу
посвящено большое число публикаций, систематически проводятся
международные симпозиумы по вопросам его применения. Разрабо-
таны национальные и международные стандарты, регламентирую-
щие применение статического зондирования. Ряд фирм специализи-
руется на изготовлении, продаже и использовании оборудования для
статического зондирования. Специалисты таких фирм уже длитель-
ное время работают во многих странах, а в последние годы и в Рос-
сии.
В бывшем СССР статическому зондированию также уделялось
большое внимание. В 60...80-е годы интерес к зондированию в зна-
чительной мерс был связан с широким применением фундаментов из
забивных свай, проектирование которых оказывалось наиболее эф-
фективным при использовании именно статического зондирования.
В районах страны, где этот метод применялся наиболее широко и
квалифицированно, наблюдалось более высокое качество возведения
9
свайных фундаментов, т.е -n0Bb“
тельно реже возникали ошибки в выборе дли
уменьшался объем их срубки и недобивки. , прппмственная ко.
В СССР функционировала специальная Межвсдо
миссия по статическому зондированию, координировавшая исследо-
вания и практическое применение этого метода в научных, проект-
но-изыскательских и производственных организациях, а промыш-
ленность выпускала малыми сериями различные зондировочные ус-
тановки, которые успешно использовались проектно-изыскатель-
скими, а в ряде районов и строительными организациями страны.
В целом до 90-х годов в СССР развитие статического зондирования
шло очень интенсивно. Снижение его темпов в 90-е годы не было
связано с изменением отношения к этому методу, а представляло
лишь следствие общего спада научно-технической деятельности в
стране в этот период. В настоящее время ситуация во многом норма-
лизовалась.
За рубежом к наиболее известным обобщающим работам по ста-
тическому зондированию во второй половине XX века можно отне-
сти вышедшую в 60-е годы монографию Г. Санглера [81], появив-
шуюся в 1997 году (переизданную в 2001, 2002, 2004 годах) моно-
графию Т. Лунна, П.К. Робертсона и Д.Д.М. Пауэлла [151], моногра-
фию 1988 года С.Е. Бернс и П.У. Мейна [129]. К сожалению, на рус-
ский язык последние две монографии не переведены. В нашей стра-
не к таким работам можно отнести вышедшую в 60-х годах книгу
Г.К. Бондарика [11], а в последующие годы работы Ю.Г. Трофимен-
кова и Л.Н. Воробкова [97], В.И. Ферронского [105], В.Ф. Разоренова
[64] и др. Подробное обобщение зарубежного опыта было выполне-
но в 90-е годы Ю.Г. Трофименковым [96], а в первое десятилетие
XXI века М.С. Захаровым [36].
Тем не менее накопленный до настоящего времени опыт, теоре-
тические представления и практические приемы использования зон-
дирования все еще не сформировались в единую систему и нужда-
ются в дополнительной систематизации и обобщении. Публикуемые
сведения нередко носят разрозненный, а иногда и противоречивый
характер. Работ, в которых бы делались попытки анализа мирового
опыта применения статического зондирования, систематизации и
обобщения накопленных данных, довольно мало. Значительное чис-
ло публикации, особенно зарубежных, сводится к иллюстрации раз-
ских Т°Х0 СОГЛасУ,ощихся ДРК с другом эмпириче-
ской сущности * КаКИХ’ЛИб° Попыток объяснения их физиче-
сущности. В настоящее время даже трудно назвать какую-либо
10
другую область механики грунтов, где бы эмпиризм играл такую
господствующую роль, как в области использования статического
зондирования. При этом в наиболее значительных зарубежных мо-
нографиях [81, 151, 129] почти полностью игнорируются достиже-
ния российских (советских) специалистов по статическому
зондированию.
До настоящего времени на практике возможности статического
зондирования используются недостаточно. Несмотря на множество
публикаций и указаний нормативных документов по вопросам при-
менения зондирования, специалисты многих организаций недооце-
нивают этот метод. Нередки ситуации, когда статическое зондирова-
ние не используется там, где оно было бы очень полезным, или ис-
пользуется неэффективно, как средство подстраховки, дублирующее
более «привычные» испытания. В значительной мере это связано со
сложностью интерпретации получаемых данных, с недостаточной
осведомленностью в этих вопросах персонала, ведущего изыскания,
иногда с отсутствием необходимого оборудования. Эффективность
применения зондирования в немалой степени определяется опытом и
теоретическими знаниями специалиста, его применяющего, так как
решение многих геотехнических задач невозможно полностью схе-
матизировать, сводя их к выполнению готовых инструкций и реко-
мендаций.
В данной монографии делается попытка обобщения результатов
исследований и практического применения статического зондирова-
ния, которая, по мнению авторов, должна показать, что статическое
зондирование нельзя сводить к использованию эмпирических зави-
симостей, достоверность которых не всегда поддастся прогнозу, а
результаты нередко корректируются интуитивными методами. Наи-
большее внимание уделяется использованию высокопроизводитель-
ных установок с зондами, снабженными муфтой трения (II тип стан-
дартных зондов), а также исследованиям, в которых делаются по-
пытки объяснения многообразия и противоречивости эмпирических
зависимостей, связывающих результаты зондирования со стандарт-
ными характеристиками грунтов или сопротивлениями свай в раз-
личных по виду и происхождению грунтах. Рассматриваются вопро-
сы использования зондирования в специфических грунтах (много-
летнемерзлых, просадочных, грунтах с валунами и проч.), а также
принципы совместного использования зондирования с другими ме-
тодами изучения грунтов. Приводятся краткие сведения об исследо-
ваниях в области применения зондирования для изучения поверхно-
сти космических тел (на примере Луны).
11
.отпитются подробно вопросы применения
В книге не рассм тр объектов в особых условиях: на
зондирования для ПРОСК™Р так как актуальность таких во-
Ж ~и—лишь уз-
"Хуг специалистов. Вопросы оснащения зондов дополнительны-
ш датчиками и оборудованием для проведения других видов испы-
таний: лопастного среза, прессиометрии, экологических измерении
(например, наличия в грунте углеводородов) и проч. - рассматрива-
ются лишь в общих чертах.
Авторы благодарны сотрудникам БашНИИстрой (особенно
к.т.н. Г.С. Колеснику), НИИОСП и других организаций, предоста-
вивших полезные для подготовки книги материалы.
Авторы искренне признательны рецензентам д.т.н., проф. Л.С. Ама-
ряну, д.т.н., проф. Б.В. Бахолдину, а также д.т.н., проф. В.П. Петру-
хину, д.т.н., проф. В.В. Швареву, д.г.-м.н., проф. М.А. Минкину и
к.т.н. И.В. Колыбину за ценные замечания и предложения, позволившие
улучшить содержание книги.
Все замечания и пожелания по содержанию монографии будут с
благодарностью приняты авторами. Просьба направлять их по одно-
му из адресов: 450001, Уфа, ул. 50 лет Октября, 34, БГАУ,
д.т.н. И.Б. Рыжкову, E-mail: ig-iyzhk@yandex.ru; 109428, Москва,
ул. 2-я Институтская, д. 6, НИИОСП им. Н.М. Герсеванова,
к.т.н. О.Н. Исаеву, E-mail: geotechnika2008@gmail.com.
12
ГЛАВА 1. ОСНОВНЫЕ ПОНЯТИЯ,
ПРИМЕНЯЕМОЕ ОБОРУДОВАНИЕ,
КРАТКАЯ ИСТОРИЯ ЗОНДИРОВАНИЯ
1.1. Основные понятия
Под зондированием понимается процесс погружения в грунт
специального устройства — зонда — с измерением показателей со-
противления грунта такому погружению. Это способ быстрого
изучения грунта в состоянии его естественного залегания, чаще
всего производимого на глубину до 10...20 м. Согласно Межгосу-
дарственному стандарту стран СНГ ГОСТ 19912-2001 [25] зонди-
рование называется статическим, если погружение происходит
под действием статической вдавливающей нагрузки, и динамиче-
ским, если такая нагрузка является ударной или ударно-
вибрационной.
Зонд представляет устройство, включающее «штангу» (металли-
ческий стержень) и специальный конический наконечник («конус»),
который закреплен на конце этой штанги. Вдавливающее усилие
(статическое или динамическое) передается на конический наконеч-
ник через штангу, которая может состоять из отдельных звеньев, на-
ращиваемых в процессе погружения, или из единого звена. Размеры
и форма конических наконечников показаны на рис. 1.1.
В данной работе рассматривается только статическое зондиро-
вание, по динамическому зондированию рекомендуются монографии
[97, 70а].
В зависимости от конструкции наконечника ГОСТ 19912-2001 раз-
деляет зонды для статического зондирования (рис. 1.1, а) на два типа:
I тип - зонды с наконечником из конуса и кожуха,
II тип — зонды с наконечником из конуса и муфты трения.
Часть наконечника, расположенную над конусом, называют у
зонда I типа кожухом, у зонда II типа — муфтой трения. Кожух
жестко соединен с конусом, муфта трения с конусом не связана.
При статическом зондировании обычно измеряются следующие
величины:
— удельное сопротивление грунта под конусом зонда qc (МПа
или кПа) в виде силы сопротивления этого грунта прониканию в не-
го конуса, отнесенной к площади основания конуса (иногда исполь-
зуется термин «лобовое сопротивление зонда»);
13
на муфте трения fs (МПа
- удельное сопропшвлен Р типа и преДставляет сопро-
или кПа) измеряется только У боковой поверхности - муфте
—и боковой поверхности этой муфты
^общее сопротивление грунта на боковой поверхности зонда
О (кН) измеряется только у зонда I типа и представляет сопротивле-
ние грунта на боковой поверхности всей заглубленной части штанги.
Рис. 1.1. Схемы конструкций зондов по ГОСТ 19912 r?ci.
л-для статического зондипования- в 1 1 ^12-2001 [25]:
- ?; "“« — о«™ и тот
грунта на боковой поверхности зонда>>е 3°НДа>>’ ИЛИ «сопротивление
14
Следует отметить, что сопротивление грунта, приходящееся на
кожух зонда I типа, отдельно не измеряется, а рассматривается как
часть величины qCi т.е. удельного сопротивления грунта под конусом
зонда. Таким образом, показатели, измеряемые зондами I и II типа,
различаются не только при определении сопротивлений грунта по
боковой поверхности зонда, но и сопротивлений под конусом, кото-
рые у зонда I типа всегда несколько выше, чем у II типа (подробнее
см. раздел 1.2).
При динамическом зондировании измеряемым показателем слу-
жит чаще всего «залог» п — число ударов молота, после которого
производят измерение глубины погружения зонда. В ряде случаев
используется также «динамическое сопротивление грунта» pd,
представляющее удельную энергию погружения зонда, отнесенную
к единице глубины погружения (м).
Работы по стандартизации оборудования и методов выполнения
статического зондирования многие годы ведутся во всем мире. Со-
держание вводимых за рубежом стандартов в основном не отличает-
ся от упомянутого стандарта СНГ [25], так как основные размеры
зондов, методика их погружения в большинстве стран одинаковы.
В 1977 году исполкомом Международной организации по механике
грунтов и фундаментостроению (ISSMGE) утвердил первый Между-
народный стандарт по статическому зондированию (принятое в за-
рубежной литературе обозначение статического зондирования -
Cone Penetration Test— СРТ) [121]. В 1988 году были приняты Меж-
дународные рекомендации по технике испытаний статическим зон-
дированием - International reference test procedure for CPT [139] (cm.
также в [151]), содержание которых представляет доработку и уточ-
нение упомянутого выше Международного стандарта [121] без
принципиальных его изменений.
В 1997 году Европейский комитет по стандартизации (CEN)
принял для стран ЕС временный нормативный документ («прсстан-
дарт») по геотехническому проектированию ENV-1997-3, входящий
в систему Eurocode 7 [136]. ENV-1997-3 содержал требования к обо-
рудованию и технологии зондирования практически такие же, как и
в упомянутых выше нормативных документах [121, 139]. По сравне-
нию с нормативными документами [121, 139] ENV-1997-3 значи-
тельно полнее и подробнее трактовал вопросы применения статиче-
ского зондирования. Наряду с требованиями к оборудованию и тех-
нологии зондирования в ENV-1997-3 [136] рассматривались вопросы
интерпретации получаемых данных, приводились таблицы и форму-
лы для определения различных характеристик грунтов, расчетов не-
15
Умости свай и проч., чего не было в [121, 139]. В 2006
™св“иХьи,»»»»«— ENV-I997.3
‘ 'TSSSSС— документах К.
зультатов зондирования уделяется большое внимание. В федераль-
ном нормативном документе по инженерным изысканиям СП 1 и
195-97 [92] приводятся необходимые для этого таблицы, в СНиП
2.02.03-85* [85] и СП 50-102-2003 [93] излагаются методы расчетов
несущей способности свай по данным зондирования. Подробнее эти
вопросы рассматриваются в последующих главах.
Погружение зондов осуществляется зондировочными установ-
ками, включающими кроме самого зонда устройство для его погру-
жения (вдавливание и извлечение - при статическом зондировании,
ударное устройство - при динамическом), опорно-анкерные устрой-
ства и измерительные устройства. Зондировочные установки могут
быть самоходными, т.е. смонтированными на базе автомобиля или
трактора, могут быть передвижными прицепными, т.е. смонтирован-
ными на базе автомобильного прицепа, переносными сборно-
разборными или в виде приставок к буровым установкам.
В зависимости от усилий, необходимых для вдавливания зонда,
и диапазонов значений измеряемых показателей сопротивления
грунта Межгосударственный стандарт СНГ [25] разделяет зондиро-
вочные установки на легкие, средние и тяжелые (табл. 1.1).
Таблица 1.1
Классификация зондировочных установок по ГОСТ 19912-2001 [25]
Тип уста- новки Предельное усилие вдавливания и извлечения зонда Диапазоны показателей сопротивления грунта
цс, МПа /1. кПа л, кН
Легкая До 50 кН включительно 0,5...10 2...100 1^55 ж_ 0,5...10
Средняя Тяжелая Свыше 50 до 100 кН включительно Свыше 100 кН " 1...30 1...50 5...200 10...500 1...30 2...бГ
тике, особенноТаИрХжом Ьнев^аН°В0К даЯ зондиРования на прак'
тативные устройства, рёадизующиеИСп°ЛЬЗУЮТСЯ простейшие ПОр'
предполагающие изучение tdv ЩИС Принцип зондирования, т.е.
забивки) в него специального ПуТеМ РУчн°го вдавливания (или
ройства обычно именуются «ручны^ С наконечником- Такие уст-
зондами», «щупами», «зондами-щупами» и проч. Чаще всего они
используются для технологического, контроля плотности насыпей
при производстве земляных работ, исследовании грунтов в шурфах
при обследовании зданий или в инженерных изысканиях на террито-
риях со слабыми грунтами. Глубина погружения таких зондов обыч-
но невелика. При контроле плотности насыпей она может составлять
0,3...0,7 м (соответственно толщине отсыпаемого слоя), но в слабых
грунтах типа илов, сапропслсй она может достигать 7... 10 м.
Параметры таких зондов (формы и диаметры наконечников, ме-
тодика погружения и проч.) стандартам [25, 121, 139] в должной ме-
ре не соответствуют, в связи с чем некоторые специалисты рассмат-
ривают применение зондов-щупов как самостоятельный метод ис-
пытаний, не отождествляя его с зондированием. Приводимые в нор-
мах эмпирические зависимости для определения свойств грунта или
несущей способности свай по данным зондирования для ручных
зондов-щупов, как правило, нс годятся. Расшифровка результатов
подобного упрощенного зондирования (т.е. вдавливания зондов-
щупов с замером сопротивлений грунта) требует использования сво-
их зависимостей, отражающих специфику подобных испытаний,
особенности конструкции применяемых зондов, особенности мест-
ных условий. По этой причине количественная оценка грунтовых
условий на основе вдавливания зондов-щупов оказывается доста-
точно эффективной, когда ей предшествует тарировка (калибровка)
получаемых результатов применительно к изучаемой разновидности
грунта. Такая тарировка предполагает установление локальных эм-
пирических зависимостей между стандартными характеристиками
изучаемого грунта и показателями его сопротивляемости проника-
нию данного зонда-щупа.
Благодаря простоте и дешевизне применение зондов-щупов в ря-
де случаев может быть полезным дополнением к стандартным испы-
таниям, однако в целом объем применения ручных зондов очень мал.
1.2. Основные задачи, решаемые с помощью
статического зондирования
ГОСТ 19912-2001 [25] выделяет следующие задачи, решаемые с
помощью статического зондирования (в комплексе с другими вида-
ми инженерно-геологических раоот или отдельно).
- выделение инженерно-геологических элементов (толщины
слоев и линз, границ распространения грунтов различных видов и
разновидностей);
.„..инвости состава и свойств
_ оценка пространственной изменчивости
^^определение глубины залегания кровли скальных и крупнооб-
Л°"^иная оценка hZ^
свойств грунтов (плотности, модуля деформации, угла утр
и упрочнения грунтов во
Вре“Тв^м— забивки свай и определения глубины их
погружения;
- определение данных для расчета свайных фундаментов,
- выбор мест расположения опытных площадок и глубины про-
ведения полевых испытаний, а также мест отбора образцов грунтов
для лабораторных испытаний;
— контроль качества геотехнических работ.
Примерно так же, хотя и в несколько более общей форме, пони-
мается использование статического зондирования в Международных
стандартах [121, 139].
Фактически в настоящее время как в нашей стране, так и за рубе-
жом круг задач, решаемых с помощью статического зондирования,
шире, чем указывают упомянутые стандарты. Например, в российских
публикациях имеются работы по использованию зондирования для
оценки просадочности грунтов, определению состояния грунта (мерз-
лое или талое), определению «степени валунности», т.е. доли валунов
в моренных отложениях, определению коэффициента постели при
использовании модели «плита (или балка) на упругом основании»,
выбору опытных площадок с наиболее «прочными» или наиболее
«слабыми» грунтами и т.д.
В техническом докладе Т. Лунна и Й. Кеавени [149] на симпо-
зиуме СРТ-95 в Линкопинге (1995) приведен анализ тематики пред-
ставленных докладов 32 стран-участниц и выделено 8 направлений в
использовании статического зондирования:
тепа-н~о^ПРе1аЦИЯ ДаННЬ“ зондаРова™*> изучение харак-
ра напластовании грунтов, характеристик грунтов - в локлалах
практически всех 32 стран - участниц СРТ-95-
несущая способность свай - 75%;
18
основании, их несущая
- оценка работы свай на горизонтальную нагрузку, осадки свай-
ных фундаментов - 12%;
— контроль за закреплением грунтов основания — 3,4%;
— оценка опасности разжижения грунтов — 2,8%;
— экологические вопросы (оценка загрязнения окружающей сре-
ды) — 25%.
Таким образом, круг задач, решаемых с помощью статического зон-
дирования, расширился, и, возможно, он будет расширяться и в даль-
нейшем. Тем не менее такие задачи, как изучение характера напластова-
ния грунтов, определение свойств грунтов, определение несущей спо-
собности свай, по-видимому, будут всегда оставаться на первом месте.
Задачи, решаемые с помощью статического зондирования, могут
быть условно разделены на две группы:
— инженерно-геологические задачи, связанные с выявлением ли-
тологического строения изучаемой площадки (литологического раз-
реза), т.е. определение границ распространения различных пластов,
оценки их вида, состояния, пространственной изменчивости и проч.;
- строительные задачи, связанные с получением количествен-
ных данных для расчета конкретных фундаментов (особенно свай-
ных), оценки качества насыпей, устойчивости склонов и т.д.
Естественно, что указанное разделение весьма условно, так как
инженерно-геологические и строительные вопросы могут так тесно
переплетаться, что их разделение теряет смысл.
Рассматривая строительные задачи, т.е. методы использования
результатов статического зондирования в строительном проектиро-
вании, можно выделить два принципиально различных подхода, ко-
торые М. Джамиолковски (один из президентов ISSMGE) назвал
«прямым» (direct) и «косвенным» (indirect) [141].
При прямом подходе используется корреляция данных зондиро-
вания непосредственно с поведением основания фундамента (founda-
tion system) без определения стандартных характеристик грунта (уг-
ла внутреннего трения ср, удельного сцепления с, модуля деформа-
ции Е и проч.). Таким методом обычно определяется несущая спо-
собность свай, давление под обычным (shallow) фундаментом, соот-
ветствующее исчерпанию несущей способности или другому усло-
вию, и проч. В формулы, которые при этом используются, как пра-
вило, входят нс стандартные характеристики грунта (<р, с, Е), а более
конкретные показатели сопротивляемости основания. Например, со-
противление грунта под нижним концом сваи и на каких-либо уча-
стках се боковой поверхности, которые определяются нспосрсдст-
. венно по данным зондирования Qs).
WHHVU _ зат;м проведение расчетов осно-
характеристик грунта (ср, с, Е), а уже затем Р хапаетепистики
ваний по формулам и моделям, в которые входят эти характеристики.
Таким способом производятся более сложные расчеты, особенно свя-
занные с моделированием изменения напряженно-деформированного
состояния грунтового массива.
Прямой подход, эмпирический по своей природе, в ограничен-
ном диапазоне условий может давать наиболее точные результаты.
Однако он требует большой осторожности применения за пределами
этого диапазона. Обычно для этого требуется его дополнительная
корректировка.
Косвенный подход больше учитывает физическую сущность
рассматриваемых процессов, лучше приспособлен к использованию
в различных математических моделях (расчетных схемах), т.е. диа-
пазон применения получаемых закономерностей шире, чем при пря-
мом подходе, но его точность обычно ниже.
Как уже отмечалось, согласно ГОСТ 19912-2001 [25] зондирова-
ние может применяться как в комплексе с другими видами инженер-
но-геологических исследований, так и самостоятельно. Наибольший
эффект достигается при использовании статического зондирования
совместно с другими методами изучения грунта. В значительной ме-
ре это метод относительной оценки, результаты которого желатель-
но «привязывать» к надежному «эталону», в качестве которого могут
выступать наиболее достоверные традиционные методы изучения
грунта. Так, при оценке литологического строения площадки «эта-
лоном» могут служить буровые скважины, при оценке несущей спо-
собности свай - статические испытания свай, при оценке характери-
стик грунта - результаты стандартных полевых или лабораторных
испытаний и т.д. Естественно, что эту особенность зондирования не
следует понимать упрощенно, как требование обязательного сопро-
вождения зондирования параллельными работами по бурению, ста-
тическим испытаниям свай и т.д. Расчеты по данным зондирования
вполне могут «привязываться» к результатам ранее проводимых
изысканий на соседних площадках, если их можно считать анало-
гичными изучаемым условиям. При отсутствии возможностей какой-
либо привязки в результаты расчетов следует вводить соответст-
вующие коэффициенты надежности, компенсирующие ожидаемые
неточности. В таких случаях коэффициенты надежности должны
быть ориентированы на ситуации, наименее благоприятные для про-
ектируемой конструкции. Подробнее принципы корректировки рас-
сматриваются в разделе 6 2 н р
2о :
Статическое зондирование обладает широкими возможностями
однако в ряде случаев его применение наталкивается на ограниче-
ния. В плотных песках, гравийно-галечниковых отложениях или да-
же при наличии слоев или линз таких отложений статически погру-
жаемый зонд может оказываться не способным их «прокалывать».
В этих ситуациях нередко приходится ориентироваться только на
данные бурения или динамического зондирования.
1.3. Используемое оборудование
В настоящее время в мировой практике применяется несколько
десятков типов зондов, которые по принципу измерений могут быть
разделены на три группы:
- механические, в которых используется система внутренних
штанг для передачи усилия на конический наконечник;
- гидравлические (или пневматические), в которых в наконечник
вмонтированы гидравлические (пневматические) устройства;
- электрические (тензометрические и проч.), в которых измерения
производятся с помощью электрических (тензодатчиков и проч.) датчиков.
В соответствии с Международными стандартами [121, 139] на
графиках зондирования следует указывать, являются ли зонд и мето-
дика зондирования стандартными и какой использовался тип зонда.
Для этого установлена специальная индексация. В графе «тип зон-
дирования» ставится буква «S», если методика зондирования соот-
ветствует стандарту [121], затем указывается тип зонда: механиче-
ский зонд - «М», гидравлический - «Н», электрический - «Е». Для
некоторых, наиболее известных конструкций зондов после индексов
«М», «Е» или «Н» может ставиться еще цифра, отражающая кон-
кретную конструкцию зонда (в соответствии с установленной этим
стандартом нумерацией). Например, механический зонд датского
типа без муфты трения обозначается Ml, он же с муфтой трения -
М2, тензометрический зонд Degebo - Е2 и т.д.
1.3.1. Механические зонды
Механические зонды до недавнего времени оставались наиболее
распространенным типом зондов - последние 20...30 лет они вытес-
няются электротензометрическими зондами. Конструкции таких
зондов описаны во многих отечественных и зарубежных монографи-
ях [11, 97, 96, 81, 50]. Схемы наиболее типичных механических зон-
дов приведены на рис. 1.2.
21
Рис. 1.2. Типичные конструкции механических зондов:
а - простой зонд без кожуха и муфты трения: I - конус, 2 - внутренняя
штанга, 3 - наружная штанга; б - зонд Андины (два варианта): 1 - измере-
ние сопротивлений грунта под конусом, 2 - то же по всей длине штанги; 3 -
то же по муфте трения, 4 - муфта трения; в - зонд Фундаментпроекта в со-
ветских (российских) установках С-979, СП-59: 1 - конус, 2 - кожух, 3 -
шток (нижний элемент внутренней штанги), 4 - низ наружной штанги; г, д -
датский зонд без муфты трения и с муфтой трения соответственно: 1 — ко-
НУС> 3 — кожух, 3 — шток, 4 — нижний элемент наружной штанги, 5 — муфта
трения
эо
Механические зонды просты в изготовлении, легко ремонтиру-
ются и сравнительно дешевы. Однако круг задач, решаемый с их по-
мощью, ограничен. Это определение несущей способности свай, оп-
ределение свойств грунтов, литологическая принадлежность кото-
рых (глины, пески и т.д.) должна быть заранее известна (по данным
бурения). Такие зонды сложней оснащать дополнительными приспо-
соблениями, например, для контроля вертикальности положения
зонда, измерения порового давления, выполнения геофизических
измерений.
Использование в таких зондах муфты трения также сложнее,
чем, например, в зондах тензометрических, несмотря на то что впер-
вые муфта трения была предложена Ф. Бегеманном (Нидерланды) в
1953 году именно для механических зондов [125]. При всех упомя-
нутых дополнительных приспособлениях механические зонды утра-
чивают свое главное достоинство - простоту.
Следует также отметить, что при механических зондах труднее
обеспечить высокую производительность зондирования, так как
процедура измерений с помощью манометров или динамометров
всегда оказывается менее удобной и более продолжительной, чем,
например, аналогичная процедура при тензометрических зондах с
автоматической записью результатов.
К недостаткам механических зондов следует добавить повы-
шенную вероятность возникновения значительных погрешностей.
Это обусловлено в первую очередь возможностью возникновения
трения между внутренней штангой (поз. 2 на рис. 1.2, а или поз. 3 на
рис. 1.2, в) и внутренней поверхностью трубы, в которой такая штан-
га находится, т.е. внешней штанги (поз. 3 рис. 1.2, а или поз. 4 на
рис. 1.2, в). Упомянутое дополнительное трение может существенно
исказить данные о сопротивлении конуса qc. Кроме того, возможно
попадание грунта в зону контакта кожуха 2 с внешней штангой 4,
могут сказываться деформации сжатия штанг, изгиба внешней штан-
ги, искажающего сопротивление грунта по боковой поверхности
зонда Qs. Подробнее эти вопросы рассматриваются в главе 2. Если
возникающие погрешности велики (например, 200...300%) и прояв-
ляются скачкообразно, то обнаружение их в процессе зондирования
не составляет проблемы для опытного специалиста. Если же они на-
растают более или менее плавно и имеют не столь большие значения
(например, 20...60%), обнаружение их чрезвычайно сложно.
Первые механические зонды были аналогичны зонду, представ-
ленному на рис. 1.2, д, в котором в качестве наконечника использу-
ется простой металлический конус 1 диаметром 36 мм, закрепляе-
23
i- эта штанга ..../>—*v-
мый на штанге 2 д ом Зб мм, что исключает
щастся в трубе (наружно» штанге; д щтанги собираются Из
трение грунта о внутреншо таким зондом может проводиться
звеньев длиной 1 м. Зондирова" в11СТым) или непрерывным,
двумя способами: ступенчаты, г г ла погружается па 20 см
При ^пс™7°ХРвд1вливаиия, т.е. общее сопротивление
весь зонд, измеряется усил этого с помощью внутренней
грунта вдавливанию 30,'Да- „ (при НСПодвижной наружной
штанги вдавливается koi у унта под конусом. Далее сно-
штанге) и измеряется В0"Р 20 су снова замеряется усилие вдавли-
в^ТвХивастся конус е замером сопротивления грунта и т.д.
(т.е. цикл повторяется).
При непрерывном зондировании конус с обеими штангами вдав-
ливается в грунт с равномерной скоростью 1...2 см/с. При этом ко-
нус занимает выдвинутое положение (относительно наружной штан-
ги), что обеспечивает возможность замера не только общего усилия
вдавливания, но и его доли, приходящейся на конус. Для замеров
этой доли может использоваться дополнительный прибор, например
динамометр. Регистрация результатов производится через каждые
20 см погружения.
Надежность результатов зондирования таким зондом невысока.
Все недостатки механических зондов в этом случае проявляются в
полной мере. В нижней части зонда (у конуса) грунт проникает в
пространство между внутренней и наружной штангами, штанги из-
гибаются и проч. По этим причинам в настоящее время рассматри-
ваемые простые зонды (рис. 1.2, а) применяются мало.
Более защищен от проникания грунта зонд Андины (рис. 1.2, б),
в котором конус диаметром 80 мм имеет выдвижную часть диамет-
ром э9 мм. Такой зонд может применяться и в более сложном конст-
руктивном исполнении - с муфтой трения. Зонды Андины в России
и ывшем СССР не применялись, но анализ их схем позволяет пред-
положить, что большинство недостатков механических зондов
соппотиппг1ш“ПРИСУЩе И зондам АнДины. При этом способ замера
пряжен с no LГ"3 выдвигающимся конусом должен быть со-
собноста свай. Гру^в той iiT&l “МЭМИ ПРИ расчете несУШей сп°-
в полость образуюшетг ИН°И МСрС ВСе Равно будет проникать
существенно ™То СпГНаД ВЫДВИГа«вя частью конуса. Это
нием под нижним концом сва™^'"^ П° сравнению с сопротивле-
тов сопротивлений свай потп„к ксяком случае, для таких расче-
сваи потребуется специальная методика, отлич-
24
пая от методик, используемых при других зондах. Следует также
отмстить, что размеры зонда Андины отличаются от принятых в
Международном стандарте.
Более совершенными следует считать зонды с кожухом (рис. 1.2,
в, г, д), в которых возможность попадания грунта внутрь наружной
штанги сведена к минимуму. Такие зонды, несмотря на свое название
(датские), наиболее широко применялись и применяются не в Дании,
а в Нидерландах (Голландии), где они используются с 1947 года.
Российский зонд с кожухом (рис. 1.2, в) предназначен для не-
прерывного зондирования, которое рассматривается ГОСТ 199912-
2001 [25] как обязательное. Погружение зонда должно осуществ-
ляться со скоростью 1,2±0,3 м/мин, перерывы в погружении зонда
допускаются только для наращивания штанг зонда.
Испытание датским зондом выполняется обычно ступенчатым
способом, хотя возможно и приспособление его для непрерывного
зондирования. Зондирование ступенчатым способом осуществляется
примерно так же, как и при использовании упомянутого выше про-
стого зонда (рис. 1.2, а). Зонд в положении I (рис. 1.2, г) погружается
в грунт на 20 см, измеряется усилие вдавливания, т.е. общее сопро-
тивление грунта вдавливанию зонда. После этого вдавливается конус
с кожухом на 6...7 см (переход в положение II на рис. 1.2, г) и изме-
ряется сопротивление грунта под конусом. Далее погружается на-
ружная штанга, захватывая зонд с кожухом, и весь зонд снова вдав-
ливается на 20 см, снова замеряется усилие вдавливания. Сопротив-
ление на боковой поверхности зонда определяется как разность упо-
мянутых двух измерений. После этого вдавливается конус с замером
сопротивления грунта и т.д. (т.е. цикл повторяется).
Голландским специалистом Х.К.С. Бегсманном [125] было пред-
ложено располагать над кожухом дополнительное устройство -
«муфту трения» в виде цилиндрического участка, на котором парал-
лельно измеряется «боковое трение грунта» (рис. 1.2, Э).
Испытание зондом Бсгсманна (рис. 1.2, Э) производится ступен-
чатым способом в три этапа (фазы). Исходным для зонда является
положение I на рис. 1.2, д. Сначала погружается на 4 см конус с ко-
жухом и измеряется сопротивление грунта такому погружению. За-
тем погружается совместно конус с муфтой трения и измеряется об-
щее сопротивление погружению (переход в положение II на рис. 1.2,
Э). Сопротивление на муфте трения определяется как разность этих
двух измерений. Далее внешняя штанга выдвигается, захватывает
муфту трения (зонд снова переходит в положение I) и производится
погружение зонда в общей сложности на 20 см. На этом (последнем)
25
яртся только внешняя штанга; путь, прохо-
этапе на все 20 см 16 см, конуса с кожухом - 12 см
димый муфтой трсн>«. зондирование таким конусом дает до-
далее весь никл пов=с используется при оценке вида
полнительную инфор»^е создает преимущества при расчетах
грунта (песок, глина)* й поверхности сваи.
сопротивления грунта на нна можно СЧИтать (кроме упомяну-
Недостатками зонда в) относительно сложную про-
тых недостатков мехаш неодинаКовую глубину расположе-
цедуру измерении (в тр > олагался ниже муфты трения
НИ "зГсмТмдамён^е сама идея применения муфты трения оказа-
на 25 см. Тем. не к в дальнейшем получила развитие во мно-
лась очень ироду Следует лишь отметить, что пре-
гих странах, в том числе в СССКСлед/е,^ * наибольшей Jpe
имущества использован зондам не механического, а тензомст-
ричи№ГОЬтипГв большинстве таких зондов муфта трения непо-
средственно примыкала к конусу, т.е. кожух и промежуточная зона
исключались. Ниже, в разделе о тензометрических зондах, этот во-
прос рассматривается более подробно.
Рис. 1.3. Типичные формы наконечников ручных зондов-щупов:
а - винтообразный (шведский); б - удлиненный конус (датский); в — конус
с защитной трубой (голландский); г — конус российского пенетрометра П-5
выше ручные зонды-и/т”гн~ВДОВ ЯВЛЯ1°тся упоминавшиеся
печников (конусов) предельно’ пп^’ L’, 95]. Конструкция их нако-
соблений они, как поавипп г, Проста» никаких встроенных приспо-
Р ио. не имеют (рИс. 1.3). Формы „ размеры
26
таких наконечников могут быть нестандартными. Большинство зон-
дов-щупов снабжено сменными наконечниками-конусами различных
диаметров. В целях минимизации усилий вдавливания, которое
должно производиться вручную одним-двумя испытателями, диа-
метр штанги часто делается в 1,5...3 раза меньшим диаметра конуса.
Диаметры конусов у большинства зондов-щупов лежат в пределах
15...36 мм, но они могут быть и большими. Например, советский
(российский) зонд-щуп «пенетрометр П-5», предназначенный
для изучения слабых грунтов, имеет сменные конусы диаметрами
35,6 мм, 50,8 мм и 71,4 мм [1].
1.3,2. Гидравлические (пневматические) зонды
Гидравлические, как и пневматические, зонды применяются в
практике изысканий сравнительно мало, причем в нашей стране они
вообще не используются. Как уже отмечалось, у таких зондов в на-
конечник вмонтированы гидравлические (пневматические) устрой-
ства. Гидравлические зонды не имеют центральной (внутренней)
штанги. Характерные особенности конструкции таких зондов пока-
заны на рис. 1.4 [96, 81].
Рис. 1.4. Типичные конструкции гидравлических зондов:
а, б - конфигурация зондов Parez без муфты трения и с муфтой трения со-
ответственно; в - схема наконечника гидравлического зонда (Sol-Esais -
Франция): 1 - конус, 2 - муфта трения, 3 - штанга, 4 - поршень, 5 - жид-
кость, по давлению в которой оценивается сопротивление грунта
В наконечнике гидравлического зонда имеется гидроцилиндр с
поршнем. Давление грунта на конус в процессе зондирования пере
дается через поршень 4 маслу 5 в цилиндре. Измерение этого давле
0 45 мм
27
.... ----7""™ зондировочной установку, в пневматических
(в надземной части 3"ндре находится воздух, который сжиМа.
ния " зондировочной Ус«^
/„ надземной части
По эт“м’ ™”»«»
ется под действием Д под КОНусом.
оценивается сопР^^ ^адравлическии зонд М-Еяв
Показанный на р тоебований стандартов [121, 139]) диа-
увеличенный(относил
мере связано с техническими труд,
метр 45 мм, что в определенно гидравлиЧеских устройств
ностями изготовления и
малого размера.^ х опыт практического применения
Публикации, об°бщ" м МОЖно было бы судить об их
гидравлических зондов, эксплуатации и других качест-
фактической надеж“°^™’УЛ бнапужиТь не удалось. Тем не менее
L, ..«Ф» »•»"“no ~
можно предположит , соответствовать механическим зондам,
плуатации должны при р надежности результатов должны
п= механические зонды. Естественно, что все это будет
зависеть и от конкретного конструктивного решения таких зондов, и
от качества их изготовления.
1.3.3. Тензометрические зонды
В настоящее время тензометрические зонды рассматриваются
большинством специалистов по зондированию как наиболее пер-
спективные. Т. Лунн, П.К. Робертсон и Д.Д.М. Пауэлл [151] это объ-
няют следующими качествами тензометрических зондов:
стрй лсключелие характерных для механических зондов погрешно-
вужнпй'т^НИИ’ ° Условленных трением между внутренней и на-
ружной штангами;
имных пепемр 0С1Ъ 21епрерывных измерений без значительных вза-
очень слабые грунтъ^ВИТеЛЬН0СТЬ измеРений, позволяющая изучать
Зарубежные специалисты '
тензометрических зондов ЮКе °™ечак)т простоту оснащения
первую очередь муЛтямн дополнительными приспособлениями, в
вами: для контроля вертикален*’ * ТаК*е многими Другими устройст-
Ртакальности положения зонда, измеоения по-
рового давления, выполнения радиоактивного каротажа, измерения
температуры и проч. Тензометрические зонды удобны для зондирова-
ния дна водоемов, для работ в шельфе. При использовании других
зондов решение перечисленных задач весьма затруднительно.
К недостаткам тензометрических зондов обычно относят до-
вольно высокую их стоимость (в 10...20 раз превышающую стои-
мость механических зондов) и повышенные требования к уровню
квалификации персонала, использующего и ремонтирующего такие
зонды.
Т. Лунн и др. [151], классифицируя тензометрические зонды по
конструктивным принципам, выделяют три типа (рис. 1.5):
- зонды, измеряющие усилия, приходящиеся на конус (дс-Лс) и
на муфту трения (4 -As) с помощью тензодатчиков сжатия (qc, f* -
сопротивления грунта соответственно под конусом и на муфте тре-
ния, ACi As т площади соответственно основания конуса и боковой
поверхности муфты трения);
Рис. 1.5. Типы тензометрических зондов по Т. Лунну и др. [151 ]:
а - зонд, измеряющий сопротивление грунта под конусом и на муфте тре-
ния с помощью тензодатчиков сжатия; б - то же с тензодатчиком сжатия у
конуса и тензодатчиком растяжения у муфты трения; в - зонд разностного
типа, измеряющий сопротивление под конусом и суммарное сопротивление
под конусом и на муфте трения: 1 - датчик конуса, 2 - датчик муфты тре-
ния, 3 - устройство для защиты датчика конуса от перегрузок, 4 - датчик
суммарного сопротивления конуса и муфты трения, 5 - опорная прокладка,
защищающая зонд от проникания в него грунта и воды, 6 - опорный выступ
90
и же величины тензодатчиком сжатия у
- зонд, измсРЯ.^^»жения на муфте трения;
конуса и тензодатчиком Р яюШИЙ усилие> приходящееся „а
KOHy^STeZрное усилие, приходящееся на конус и Муфту
^Т^™е сопротивление на муфте трения оценивается по
Разн!с« X суммарным усилием и усилием, приходящимся на
конус из-за чего такие зонды и называют разностными.
й использовании тензометрических зондов получаемые резуль-
таты, как правило,.регистрируются и записываются автоматически в
виде уже «преобразованных» удельных величин qc,fs (в кПа, МПа).
Классификация Т. Лунна и др. [151] не охватывает всех приме-
няемых тензометрических зондов, причем в число неохваченных по-
падают даже зонды, применяемые довольно широко. Так, использо-
вавшийся с 1963 года в СССР и ныне используемый в России тензо-
метрический зонд установки С-832 в названную классификацию не
вписывается, так как у него оба датчика (конуса и муфты трения)
работают на растяжение.
На схемах Т. Лунна и др. [151] представлены зонды с муфтой тре-
ния, непосредственно примыкающей к конусу. Фактически в некото-
рых странах наряду с такими зондами продолжают применяться «ста-
рые» зонды с муфтами трения, отдаленными от конуса на 20.. .25 см.
На рис. 1.6 представлены некоторые типичные конструкции
тензометрических зондов, используемые в настоящее время [121,
139,151,97,96,15].
В СССР наряду с зондом конструкции БашНИИстрой (рис. 1.6,
г) использовались также тензометрические зонды, входящие в ком-
плекты аппаратуры для статического зондирования ПИКА, разрабо-
танные в НИИОСП. Первый комплект ПИКА-5 был выпущен в 70-х
годах XX века.
Согласно Международным стандартам [121, 139] у тензометри-
ческих зондов площадь основания конуса должна быть, как и у зон-
дов механических, равной 10 см2, боковая поверхность муфты тре-
ния 150 см2 (допускаются и другие площади муфты трения, но они
должны лежать в интервале 100...350 см2). В Межгосударственном
стандарте стран СНГ ГОСТ 19912-2001 [25] площадь основания ко-
нуса тоже принята равной 10 см2 (035,7 мм), боковая поверхность
муфты трения от 100 до 350 см~ (что соответствует длине от 90 до
310 мм, диаметру 35,7 мм). Таким образом, требования обоих стан-
дартов практически совпадают, хотя Международный стандарт [121]
отдает предпочтение площади муфты трения 150 см2.
30
0 35.7мм
Рис. 1.6. Типичные конструкции тензометрических зондов:
а — дельфтский зонд: 7 — конус, 2 — штанга, 3 — муфта трения; б - зонд De-
gebo: 7 - конус, 2 - штанга, 3 - муфта трения, 4 - датчик конуса, 5 - датчик
муфты трения, 6 - манжеты; в - зонд Fugro: 7 - конус, 2 - манжеты, 3 - тен-
зодатчики (конуса и муфты трения), 4 - муфта трения, 5 - регулировочное
кольцо, 6 - гидроизоляционная втулка, 7 - замок для соединения со штан-
гой; г - зонд БашНИИстроя установки С-832 (СССР-Россия): 7 - конус,
2,9 - манжеты, 3 - муфта трения, 4 - датчик конуса, 5 - направляющая
шайба, 6 - ограничительное кольцо, 7 - датчик муфты трения, 8 - упор, 10 -
замок для соединения со штангой, 77 - подпятник, 72 - шток передачи
вдавливающих усилий на конус и муфту трения, 13 - опорный шарик; д -
японский зонд с беспроводной передачей сигналов: 7 - конус, 2 - капсула
памяти, 3 - штанга, 4 - измеритель глубины, 5 - микрокомпьютер с часами,
б - усилители датчиков, 7 - распределитель, S - преобразователь, 9 - авто-
матический контроллер работы приборов, 10-батареи
31
Тензомстричесгшетензометр^
ЧИТеЛЬН°Смогут реализовываться по-разному, в любом случае прИХо.
ИЗМеаре"польз^ довольно сложные электронные устройства (моего.
Z системы тензорезисторы и проч.), обеспечивать воДонепронИцас.
мо “а его работоспособность в большом диапазоне темпера^
XZ» прочность при столкновении с твердыми включениями в
S° Сборкатензометрического зонда всегда требует высокой точно-
сти и соблюдения довольно жестких технологических правил.
Тем не менее упомянутые сложности изготовления с избытком
компенсируются удобством эксплуатации тензометрических зондов.
Процессы измерений и записи результатов могут быть полностью
автоматизированными, а надежность получаемой информации выцю}
чем при других типах зондов. Достигается высокий уровень ком-
фортности условий работы персонала. Следует лишь отметить, что
все эти условия не должны снижать внимания к контролю качества
работы измерительной аппаратуры, так как такой контроль не только
не упраздняется, но и приобретает особое значение. Если при меха-
нических зондах калибровка манометров может производиться со-
гласно Международному стандарту [121] не реже одного раза в 6
месяцев, то при использовании электротензометрических зондов
проверка датчиков и динамометров должна производиться чаще -
как минимум один раз в 3 месяца. Кроме того, рекомендуется вести
регулярный контроль всего зондировочного оборудования на пло-
щадке с помощью полевых приборов. ГОСТ 19912-2001 [25] также
требует не реже чем через 3 месяца проводить тарирование измери-
тельных приборов.
Многолетний опыт эксплуатации электротензометрических зон-
дов вполне подтверждает их эффективность, В частности, сорока-
летняя эксплуатация зондирующих установок С-832 с тензомстричс-
СССР з°ндами (100... 120 установок в различных районах бывшего
строя России) показала, что среди причин выхода из
ремонты самой Е°В°К преобладают поломки механической части и
небольшую долкг*на1°И Машины’ неисправность зонда составляет
НедостаткомМеНее ,0% ПОЛОМОК'
наличие кабеля, размеш Трических (электрических) зондов является
конструировании зондов Которого ВсеГДа создает проблемы при
их эксплуатации. По это^ НарУшение его сохранности - проблемы
тивными беспроводные зоппИЧИНе представляются весьма перспек-
Ри самого зонда. В ИМеюШие электпонг^л память внУ^'
одного из таких зондов. Естественно, что эти зонды пока довольно
дороги и используются редко, но, по-видимомУ, в будущем они по-
лучат широкое применение. J по
Сопротивления грунта под конусом qc в песках могут быть на
порядок выше, чем в глинистых грунтах. Тем нс менее любой зонд
должен быть приспособленным к работе как в глинистых, так и в
песчаных грунтах. Это создает определенные проблемы, так как вы-
сокая точность измерений и широкий диапазон воспринимаемых на-
грузок представляют трудносовместимые требования. В этой связи
конструкторы обычно вынуждены снижать точность измерительной
системы зонда, обеспечивая этим его пригодность к работе в значи-
тельно более прочных грунтах. Имеются различные подходы к ре-
шению такой проблемы. Разработан, например, двухступенчатый
зонд, в котором регистрация малых и больших сопротивлений грун-
та осуществляется различными датчиками [96]. При сопротивлениях
грунта, превышающих некоторую величину, датчики малых сопро-
тивлений отключаются и в работу включаются датчики, восприни-
мающие большие сопротивления. В российской зондировочной ус-
тановке С-832 реализован более простой вариант решения данной
задачи. Во всем диапазоне сопротивлений грунта используются одни
и те же датчики, но при высоких сопротивлениях поступающие из
зонда сигналы «огрубляются» путем включения в работу дополни-
тельных электрических сопротивлений. Такая система обеспечивает
высокую точность измерений при малых сопротивлениях грунта и
несколько меньшую (но вполне приемлемую) точность при больших
сопротивлениях. Оператор установки выбирает необходимую шкалу
измерений сопротивлений грунта qc nfs в зависимости от их величин
(аппаратура позволяет использовать три шкалы).
1.3.4, Специальные зонды, совмещающие дополнительные
функции
Кроме измерения сопротивлений грунта под конусом и на боко-
вой поверхности зонда (или на его муфте трения), т.с. q„ ft или Л,
при зондировании иногда выполняются дополнительные измерения.
Последние могут непосредственно не относиться к зондированию
(т е являться самостоятельными испытаниями) либо служить сред-
ством методического контроля самого процесса зондирования.
Попытки оснащения зондов дополнительными измерительнь.
устройствами предпринимались многократно как за РУ“- ™
___________ и ЭТО относилось к совершенствованию тензо
«усложненные» (специальные) зонды
метрических зондов. Чаше (илов> просадочных, мно-
нспользовались дая изучен™ < в зарубежной практике наиболее ши-
голетнемерзлых грунтов11 ожненных» (специальных) зовдов
рокое применение среда (срти)> все чаще ис_
получили зонды с да™ Тинино снабженные сейсмодатчиком
SmZ к этим зондам обусловлен широкой популярностью
Зо«авлен.>я в большинстве зарубежных стран.
₽ЗаХный опыт применения зондов, совмещающих несколько
фут-пий, наиболее подробно отражен в монографии С.Е. Бернс и
П.У. Мейна [129].
В целом среди специалистов нет единого мнения по~ ключевому
вопросу, целесообразно ли вообще совмещать в одной установке
оборудование для множества различных испытании. Согласно жест-
ким законам теории надежности любое усложнение системы, в част-
ности увеличение числа ее элементов, негативно отражается на на-
дежности такой системы. Это заставляет принимать специальные
меры по обеспечению надежности (резервирование, защита от вред-
ных воздействий, применение специальных рабочих режимов и т.д.),
существенно удорожающие изготовление и эксплуатацию таких сис-
тем. Всякий раз вопрос сводится к установлению разумной границы
таких усложнений, при которых они будут экономически и техноло-
гически оправданными. Практика показывает, что для зондов это в
большинстве случаев использование небольшого числа дополни-
тельных приспособлений, необходимых для ограниченного диапазо-
на условий. Это может реализовываться, например, путем примене-
иияс?ециальных сменных зондов, снабженных дополнительными
- измерение вертикальности положения зонда-
- измерение порового давления- ВД ’
свез п^П°ЛНИГеЛЬНЫе панические
Рез, прессиометрия и проч.)-
ма-каротаж, нейтронный каро^ и*^тиаЮ1ЦИе сейсмоРазведаУ. гам-
экологические исс Рсч.,
кой концентрации в «wh®тех ™ СВДаННЫе С “ением и оцен-
"’“о™". w«n, "«« тедних .ищет. (нсф„.
34
испытания (вращательный
множсетво ДРУГИХ дополнений, но они имеют малое пас-
пространение и в настоящей работе не рассматриваются. Р
В данном разделе рассматривается только оборудование для
упомянутых дополнительных измерений. Вопросы целесообр^ности
оснащения зондов таким оборудованием и методика использования
«усложненных» зондов рассматривается в последующих главах.
Контроль вертикальности положения зонда осуществляется
с помощью специальных миниатюрных устройств - инклинометров,
помещаемых, как правило, в тензометрический наконечник Т Лунн
и др. [151] отмечают, что из множества вариантов оснащения зондов
дополнительными измерительными элементами установка и исполь-
зование инклинометров представляют наиболее простую техниче-
скую задачу. В инклинометрах обычно реализуется электромагнит-
ный способ измерений. Регистрируются отклонения одного из эле-
ментов, выполняющего функцию отвеса, сохраняющего в любом
положении зонда вертикальность. Инклинометр чаще всего разме-
щается в центральной части наконечника зонда, реже над наконеч-
ником (над муфтой трения). Например, в отечественной аппаратуре
для статического зондирования ПИКА-17 датчик контроля верти-
кальности (инклинометр) устанавливается в специальный ушири-
тель, располагаемый между тензометрическим наконечником и
штангой зонда.
В существующих конструкциях зондов с инклинометрами авто-
матический выключатель обычно соединяет инклинометр с записы-
вающей аппаратурой при каждом перехвате штанги зонда (обычно
через 1 м). Аппаратура вычерчивает график отклонений зонда от
вертикали в зависимости от глубины его погружения. На рис. 1.7 в
качестве примера показано расположение инклинометра в одном из
вариантов зонда фирмы Fugro [97].
Измерение порового давления осуществляется с помощью спе-
циальных датчиков, располагаемых в зонде. Т. Лунн и др. [151] счи-
тают установку в зондах приборов для измерения порового давления
сложной технической задачей, так как такие приборы должны отве-
чать множеству требований, в определенной мере противоречивых.
Так, для обеспечения быстроты реагирования системы на изме-
нения порового давления необходимо, чтобы используемые фильтры
имели возможно малые размеры пор, причем поры должны быть
полностью заполнены жидкостью, а жидкость должна иметь мини
мальную вязкость. Необходимо также, чтобы фильтры о ладали в
сокой проницаемостью, отношение толщины к площади у них; долж-
но быть по возможности малым, податливость силовых прообраз
о. 35
zr -«ля- ииеспе-
телей также должна 0ыть мини^в^обходима ВОЗМОЖно большая
Хя заполнения пор ^^канию в его поры воздуха, а это,
сопротивляемость н моСТИ фильтров, повышен-
напротив, требует понижу Р чт0 для СОВМещения подобных
"XXSZ-—* ”6'—
приемлемую оптимизацию.
Рис. 1.7. Расположение инклинометра
в зонде фирмы Fugro:
/ - конус, 2 - муфта трения, 3 - датчик
конуса, 4- датчик муфты трения,
5 - кабель
на зонде в измеРения п°рового давления может располагаться
[151 1291- ия ir, ’ ДВУХ н7111 положениях> показанных на рис. 1.8
выше муфты тпе^Се’ыМеЖД^ основанием конуса и муфтой трения,
знаЧа1от соответственно кХ^“и”аЧеНИЯ П°Р°В0Г0 ““ °б°'
ГОСТ 1QQ19
вого давления по слепи Пускает Размещение в зонде датчиков поро-
ков порового давления аЛЬНОму заДанию, при этом фильтры датчи-
ко^се зонда (пьезоконухыГишЛмаНаВЛИВаТЬСЯ непосРеДстаенно на
В мировой практике паеппое^ П°СЛ6 К0НуСа (пьезозондьг)'
измерения порового давления ₽ ЗРане„ние получили приборы для
ся тонкодисперсные фильтпм’ В рабочей части которых используют-
ристой бронзы. В частности ’ ИЗГОТОВЛенные из керамики или по-
слабых водонасыщенных гпунтЛЯ ,измеРения порового давления в
РУнтах (типа илов, торфов) используют
датчики (фильтры), изготовленные из керамической смеси Диамет-
ры пор таких фильтров менее 0,001 мм, что препятствует попадай™
в фильтры глинистых частиц.
Муфта
трения
Конус
Рис. 1.8. Варианты положения
фильтра для измерения порового
давления:
Н| — поровое давление измеряется на
конусе, м2- поровое давление изме-
ряется между основанием конуса и
муфтой трения, н3- поровое давление
измеряется выше муфты трения
В качестве примера зонда, оснащенного датчиками порового
давления, на рис. 1.9 приведен пьезозонд, применяемый в Швеции
(конструкция этого зонда приводится в шведском стандарте на ста-
тическое зондирование) [151].
Рис. 1.9. Схема пьезозонда, принятого в стандарте Швеции
на статическое зондирование (1992 г.):
а — общий вид; б - элементы пьезозонда: 1 - конус, 2 - муфта треш ,
фильтр 4 - резиновые манжеты, защищающие зонд от проникания него
Тун^ 5-резиновые кольца-манжеты, —
чнков порового давления, 7 - датчики муфты трения, 8 - датчики конуса
37
R отечественной практике зонды с датчиками порового давления
В отечественной р 30...40 лет применение такого
ZZ- ХаХванн- установках в бывшем СССР и
нынешней России ограничивалось в основном использованием от-
дельных отечественных экспериментальных образцов, а последние
Ю лет - чаще зарубежных зондов. Однако практическое применение
получили ручные зонды, оснащенные таким оборудованием. Они
используются, как правило, при изучении слабых водонасыщенных
грунтов (илов, сапропелем и проч.). В качестве примера такого обо-
рудования можно назвать зондовый поропьезометр ПП-2 конструк-
ции Л.С. Амаряна (рис. 1.10) [1].
Рис. 1.10. Зондовый поропьезометр
ПП-2 (СССР-Россия):
1 - керамический датчик (фильтр), 2 - корпус, 3 -
полихлорвиниловая трубка, 4 - соединительные
штанги, 5 - гайка, соединяющая мановакууммстр
со штангой, 6 - мановакууммстр
Прибор ПП-2 состоит из рабочего наконечника 1 с корпусом 2,
соединительных штанг 4 и мановакуумметра 6 с ценой деления 1.. .2
кПа. Мановакууммстр (может быть просто манометр или вакуум-
метр) 6 связан с керамическим датчиком (фильтром) 1 посредством
полихлорвиниловой трубки 3. Он крепится к штанге 4 гайкой 5.
танги поропьезометра ПП-2 унифицированы со штангами других
приборов в том числе упоминавшегося ручного пенетрометра П-5
тепкмп^Х ’ ? Т° позволяст уменьшать количество и, следова-
изысканияхСнлТРаНСП°РТИ^еМЬ1Х ДеТалей> что ос°бенно важно при
ПоопХ заболоченных территориях.
ется во внедпенииРоабЯ П°Р°В0Г0 давления прибором ПП-2 заключа-
мой глубины и снятииОпоХни°ймаНИКа ПОропьезометРа ДО тРебУе'
ии манометров или вакуумметров по
38
истечении 30...40 минут. Последнее условие вызвано медленным
поступлением влаги из грунта в измерительную систему. При нали-
чии мощного песчаного слоя насыпи пробуривают скважину до сла-
бого пласта, что позволяет дальнейшее внедрение производить
вручную.
Оснащение зондов оборудованием для дополнительных меха-
нических испытаний грунта в отечественной практике широкого
распространения не получило, но в отдельных случаях оно практи-
куется. Примерно такая же ситуация наблюдается и за рубежом, хотя
в целом совмещение механических испытаний с зондированием там
практикуется значительно чаще, чем в нашей стране. ГОСТ 19912-
2001 [25] допускает применение специально оборудованных зондов,
позволяющих в процессе зондирования дополнительно определять
некоторые физические характеристики грунта, но возможность оп-
ределения механических характеристик в стандарте не упоминается.
Совмещение с вращательным срезом (крыльчаткой) нашло наи-
большее применение в ручных зондах. Чаще всего используются
сменные наконечники в виде конуса и в виде крыльчатки, т.е. прово-
дится сначала испытание конусом, затем конический наконечник
заменяют на крыльчатку и проводят испытание на вращательный
срез [1]. Реже применяются конусы, непосредственно совмещенные
с крыльчаткой. Простейший вариант такого устройства был предло-
жен В.Ф. Разореновым [64]. Он использовал конический наконечник
с «лопастями» в верхней части, который сначала вдавливался, затем
подвергался вращению. Разработаны и более совершенные (и соот-
ветственно более сложные) зонды, предназначенные для глубинного
зондирования с помощью механизированных установок. Институтом
Энергосетьпроект в СССР было разработано навесное оборудование,
реализующее идею совмещения статического зондирования с враща-
тельным срезом (рис. 1.11, а). Оно представляет навесное устройство
ВСЗ-15 к самоходной буровой установке УГБ-50М [63], т.е. исполь-
зовалась установка, наиболее распространенная в советской изыска-
тельской практике.
ВСЗ-15 имеет блок вращательного среза («вращатель») и блок
статического зондирования.
Вращатель включает гидроцилиндр с поршнем, шток которого
снабжен винтовой нарезкой с большим углом подъема спирали (с
большим шагом). Это позволяет вертикальное движение штока пре-
вращать во вращательное движение, необходимое для лопастной
системы. Величина вращательного усилия при срезе грунта опреде-
ляется по давлению масла в полости гидроцилиндра, а угол поворота
39
лопастей H " ич'ской регистрации измеряемых параметров
собления. Для автоМЭТ” еняется гидравлический регистратор с за-
врашательного среза пр
писывающим прибором.
Рис. 1.11. Схемы зондов, позволяющих совмещать статическое
зондирование с другими механическими испытаниями грунта:
а - совмещение зондирования с вращательным срезом (оборудование
ВСЗ-15): 1 - конус, 2 - муфта трения, 3 - крыльчатка (крестообразная ло-
пасть), 4 - переходник, 5 - стандартная зондировочная штанга;
б - совмещение зондирования с прессиометрией: 1 - конус, 2 - муфта тре-
ния, 3 - прессиометр (прессиометрический модуль), 4 - соединительный
участок (переходник), 5 - стандартная зондировочная штанга
В блоке зондирования используется два варианта зонда: механи-
ческий и электротензометрический. При электротензометрическом
способе измерения используется зонд конструкции НИИОСПа (от
комплекта ПИКА-9), включающий тензодатчики для определения qc
и fs, кабель, располагающийся внутри колонны штанг, и регистри-
рующую электронную систему на рабочем месте оператора.
При механическом способе измерения используется специаль-
ный зонд I типа, который взаимодействует с измерительной систе-
мой при помощи стержней, размещенных во внутренней полости
колонны наружных штанг. Осевое усилие от конуса зонда передает-
40
ся через колонну внутренних стержней (внутренних штанг) на пор-
“м" ™РпИЛИНДРа мюльного устройства, снабженного ма-
нометром. По давлению в манометре определяется удельное сопро-
тивление грунта под конусом qc. В момент выполнения вращатель-
ного среза зонд отключается от колонны штанг (при помощи кулач-
ковой муфты) и остается неподвижным. Трение на боковой поверх-
ности зонда Q, измеряется после испытания на вращательный срез.
Оборудование ВСЗ-15 помимо комплексных испытаний позво-
ляет производить стандартное статическое зондирование (без враща-
тельного среза) и вращательный срез (без зондирования).
Совмещение зондирования с прессиометрией практикуется ча-
ще, чем совмещение с другими механическими испытаниями. В ряде
стран разработано для этого специальное оборудование. В частно-
сти, в монографии Т. Лунна и др. [151] приводятся сведения о конст-
рукциях нескольких (пяти) типов «зондов-прессиометров» (Cone
Pressuremeter - СР), разработанных различными организациями. Ни-
дерландские специалисты Дж. Пешен и др. [159] отмечают, что в
условиях их страны ощущается ежегодный рост числа испытаний
таким оборудованием.
На рис. 1.11, б приведена схема, показывающая наиболее типичное
расположение зонда и прессиометра в зарубежных установках [159]
Прсссиометрический модуль зонда представляет собой цилинд-
рическую камеру, боковая поверхность которой состоит из резиновой
(рабочей) мембраны, защищенной снаружи дополнительной раздви-
гающейся оболочкой (защитной мембраной). Процесс испытания со-
стоит в радиальном расширении цилиндрической камеры, при кото-
ром измеряются радиальные напряжения и деформации (смещения).
Расширение происходит за счет создания внутри камеры давления
заданной величины, которое создается путем подачи в камеру газа
(азота) или жидкости (масла). Измерения производятся тремя датчи-
ками в трех радиальных направлениях, расположенных относительно
друг друга (в плане) под углами 120°. Диаметры зондов у большинст-
ва существующих зондов-прессиометров больше стандартной вели-
чины 35,7 мм (зонд-прессиометр LPC - 89 мм, UBC - 44 мм, ISMES -
35,7 мм, Fugro - 43,7 мм [151]). Отношение диаметра прессиометра к
его длине обычно находится в пределах от 1:6 до 1:10.
Использование зондов-прессиометров, как правило, сложнее,
чем «обычных» зондов и «обычных» прессиометров, используемых
отдельно. Однако при них отпадает необходимость в буровых сква
жинах, в которые нужно погружать «обычные» прессиометры. ару
бежные специалисты часто идут на еще большие усложнения ко
41
РУКЦИИ ^7СТвами'для измерения порового давления, устрой^'
МеНН° УХотеекой разведки, инклинометрами и проч. [151]. J
получающееся оборудование, по сути дела, перес^
Sb Тондировочной установкой» в традиционном понимаНИи
X Хя в сложный агрегат для выполнения большого КомИ
= испытаний грунта. Сведении о надежности таких агрегатов
удобстве их обслуживания авторам настоящей монографии найти
не удалось.
В отечественной практике совмещение зондирования с прессио-
метрией широкого распространения не получило, хотя применяются
специальные прессиометры, которые не опускаются в скважину, а
вдавливаются в грунт, подобно зондам — «зонды-прессиометры ПВ-
60» [114]. Такие приборы, однако, прямого отношения к рассматри-
ваемому вопросу не имеют, так как в них используется только прин-
цип вдавливания, а сопротивления грунта под конусом (дс) и по бо-
ковой поверхности (4 или Qs) не измеряются.
Совмещение зондирования с геофизическими измерениями
включает оснащение зондов дополнительным оборудованием для
изучения грунтов
- сейсмическими методами,
- методами электроразведки,
- методами радиоактивного каротажа.
Сейсмический способ изучения грунта основан на механических
(сейсмических) воздействиях на грунт и определении скоростей рас-
пространения в нем продольных и поперечных волн. Как самостоя-
тельный геофизический метод он используется в инженерных изы-
сканиях уже более полувека, однако в совокупности с зондировани-
ем он стал применяться лишь последние 15...20 лет. При совмеще-
нии сейсмического способа со статическим зондированием внутри
зонда располагается приемник сейсмических воздействий, а их ис-
точник находится за пределами этого зонда (чаще всего на поверх-
ности земли). На рис. 1.12 показана схема проведения испытаний
сейсмическим зондом UBC (Великобритания) [151].
Как видно из рис. 1.12, в рассмотренном варианте испытаний
т.е. при зонде UBC) источник сейсмических воздействий располага-
нГ?Г0ВерХН0СТИ земли> Поперечные волны возникают под влия-
те Гппят^°НТ^ЛЬНЬ1Хг/Даа ручного молота 4 по специальной пли-
гпузка RmT ° приб°Рами> к которой прилагается статическая на-
сейсмоппиемнКаЮ1ЦИе В Грунте поперечные волны улавливаются
сеисмоприемником в зонде. J
Рис. 1.12. Схема испытания грунта сейсмическим зондом UBC:
1 — конус, 2 - муфта трения, 3 — ссйсмоприсмник, 4 — молот, 5 - тригер (пе-
реключатель), 6 — осциллоскоп (отображение и запись характера сейсмиче-
. ских колебаний); р — статическая нагрузка
Имеется и другой способ инициирования сейсмических воздейст-
вий. Источник сейсмического воздействия располагается не на поверх-
ности земли, а во втором зонде, погружаемом на некотором удалении
от первого [151, 132, 124]. Для погружения зондов используется систе-
ма из двух тяжелых зондирующих установок. Зонд с сейсмоприемни-
ком имеет диаметр 35,7 мм, зонд с источником воздействий - 43,7 мм.
Электроразведка основана на определении электрического со-
противления грунта, по которому определяется его вид (каждая раз-
новидность грунта имеет свое электрическое удельное сопротивле-
ние, например водонасыщенная глина 100...5000 ом/см, влажный
песок 2-105...4-106 ом/см и т.д.). Как и сейсморазведка, электрораз-
ведка используется в инженерных изысканиях уже более полувека,
однако в совокупности с зондированием она стала применяться
лишь с 70-х годов.
----Ппй совмещении элсмрти"“''л'“'^' ' г «л”; с з0(]
При совмещ дополнительное оборудование, размен»
мое°как Тсамом наконечнике зонда, так и за его пределами. Та1о£
ХХльным оборудованием являются электроды ОдНа
электродов - «внутренние», «приемные» электроды (measuremCllt
electrodes) - обычно располагается в наконечнике зонда или На его
штанге, другая - «наружные», «питающие» электроды (current
electrodes) - располагается непосредственно на штанге зонда или на
поверхности земли в удалении от точки зондирования на 0,5... 1 м
Измеряя силу тока между питающими электродами и разность по-
тенциалов между приемными электродами, вычисляют удельное со-
противление изучаемых грунтов.
Электрическое сопротивление грунтового массива зависит от
сопротивления твердых частиц и сопротивления поровой воды. Пре-
обладающим фактором является сопротивляемость (проводимость)
поровой воды. По этим причинам разработано специальное оборудо-
вание, позволяющее во время зондирования отсасывать грунтовую
воду и определять ее электрическое сопротивление при отсутствии
твердых частиц. Возможен также отбор проб воды, доставка этих
проб в лабораторию, где определение электрического сопротивления
воды может быть сделано более точно. На практике дополнительные
операции с определением сопротивляемости воды делаются не все-
гда, существует оборудование, не предполагающее таких определе-
ний, тем не менее наличие информации о сопротивляемости воды
всегда повышает точность оценки вида грунта.
На рис. 1.13 приведена возможная схема расположения электро-
дов на штанге, устройство для определения сопротивляемости
поровой воды и один из вариантов размещения электродов в нако-
нечнике зонда [151]. На штанге располагаются две группы электро-
дов (в каждой группе два наружных и два внутренних электрода):
— группа «А» с расстояниями между электродами 500 мм,
- группа «Б» с расстояниями между электродами 100 мм.
Зона влияния электродов группы «Б» распространяется на
значительно меньшее расстояние, чем зона «А», но зато она по-
зволяет более детально оценивать текстуру грунта. Использование
усло^ °^еспечивает наилучшие условия оценки грунтовых
кя J еЧССТВеНН0Й пРактике совмещение статического зондиро-
применительнпР^РаЗВеДК°Й П°Ка пРименения не получило, хотя
меняются. Динамическому зондированию такие зонды при-
6
Рис. 1.13. Схема расположения дополнительного оборудования
в зонде при совмещении зондирования с электроразведкой:
а — схема расположения электродов в голландской установке Граафа и др.
[151]; б - устройство для определения электрического сопротивления
поровой воды (там же); в - расположение приемных электродов в наконеч-
нике зонда в голландской установке Цуидберга и др. [151]; 1 - конус, 2 -
муфта трения, 3 - электрические изоляторы, 4 - наружные (питающие)
электроды, 5 - внутренние (приемные) электроды, 6 - кабель, 7 - фильтр,
8 - датчик электрического сопротивления поровой воды
Совмещение зондирования с радиоактивным каротажем наибо-
лее широко использовалось в СССР [105, 28а, 67а] и ныне использует-
ся в РФ, хотя реже. За рубежом этот метод применяется мало. Т. Лунн
и др. [151] объясняют это необходимостью соблюдения дополнитель-
ных требований безопасности работ и особенно опасениями ситуаций,
когда зонд, снабженный радиоактивными веществами, из-за излома
соединительного узла может остаться в грунте на значительной глу-
бине. Очевидно, что такой зонд нельзя оставлять в грунте не только
по экономическим соображениям (зонд - дорогостоящее оборудова
ние), но и по соображениям радиационной безопасности, ткопка же
зонда связана с большими материальными затратами.
45
- гл/мент. ьсзу^^’ ^уатании тензометрических з0Н-
ТаК0И Уценивать. Опыт э^казаЛ, что, во-первых, слуЧаи
дуСТ егХыми установками а во-Вторых, такой зоНд
,а“,) “гвп*
УДаОТ0ноДсХбьнного бурового станка. рег№трации радиоактивных
радиоактивный каротаж (до 6О.Х годов) он прИМе.
не связанный с0 статическим 30нди'
рованием. гпуппы методов радиоактивного каротажа:
„XZ” «*=“ “’Тпи‘ “ °,ере“'
ш-нродаи риделяютсяМД» в« ческого спектра) гамма-
лу^х=——*р— — -
^"^'Х^носги вторичного гамма-излучения, воз-
никающего в грунте, облученном источником гамма-лучей, - гамма-
гамма-каротаж.
Так как рассеяние гамма-квантов зависит от плотности рассеи-
вающей среды, гамма-гамма-каротаж используется для определения
плотности грунтов. На рис. 1.14 показана схема, иллюстрирующая
принцип использования рассеянного гамма-излучения.
а, отображающая принцип использования рассеянного
1 - источник излучения ™"а-,вдУ'1е"«я IW5J:
радиационный (обычно свинвп™? (<<пРиемни*») излучения, 3 - противо-
телу 5 - контур наконечника тпм п ЭКРЭН’ 4 ~~ Фотоэлектронный умножи-
а, вмещающего радиационное устройство
46
Между источником излучения 1 и
осуществляющим «приемку и пегистпя.ш 0р0м излУчения 2,
квантов, устанавливается специальны/Лилит рассеянных гамма'
Т ппепятствуюшмй ‘-циаль,,ь1и фильтр - свинцовый экран
3, препятствующий прямому попаданию гамма-лучей из источника
в детектор (кроме свинца для экранов могут использоваться и дру-
гие материалы с большим атомным весом). Сигналы детектора
усиленные и сформированные с помощью фотоэлектронного ум-
ножителя 4, передаются по кабелю наверх для окончательной рсги-
страции и анализа.
Нейтронный каротаж основан на взаимодействии нейтронов с
грунтом. Существует около 10 вариантов нейтронного каротажа, от-
личающегося типом нейтронного источника, видом вторичного из-
лучения, характером получаемой информации. При исследовании
грунтов используется так называемый нейтрон-нейтронный каротаж,
при котором оценивается потеря энергии нейтронов в процессе их
рассеяния в грунте (превращение «быстрых» нейтронов в «тепло-
вые»). Его схему можно представить тем же рис. 1.13, учитывая, что
вместо источника гамма-излучения используется нейтронный источ-
ник, вместо детектора гамма-лучей - нейтронный детектор. Проти-
ворадиационный экран (фильтр) может быть выполнен не только из
свинца, но и из парафина, висмута и др.
Наиболее эффективным замедлителем нейтронов является водо-
род, количество которого в грунте зависит от влажности этого грун-
та. По этой причине нейтронный каротаж используется для опреде-
ления влажности грунтов.
На рис. 1.15 приведены схемы двух сменных зондов, используе-
мых в советской пенетрационно-каротажной установке СПК («пе-
нетрационно-каротажные зонды): зонда, совмещающего зондирова-
ние с гамма-гамма-каротажем, и зонда для выполнения нейтрон-
нейтронного каротажа [105].
Как видно из рис. 1.15, диаметр зонда (60 мм) превышает стан-
дартную величину (35,7 мм).
В зонде № 1 (рис. 1.15, а) датчик гамма-гамма-каротожа вклю-
чает источник гамма-излучения - цезий-137 активностью 4 мг-экв
радия. На расстоянии 40 см от него находится кристаллический
детектор NaJ (Т1) с фотоэлектронным умножителем ФЭУ-35.
При погружении зонда № 1 измеряются два параметра: сопротив-
ление грунта под конусом (<fc) и сопротивление на муфте тр
(й ), при подъеме (извлечении) зонда производится ^^мхш
каротаж и определяется третий параметр - плотность ру Р
удельный вес у).
47
Рис. 1.15. Схемы пенетрационно-каротажных зондов установки СПК:
а-зонд № 1 для выполнения статического зондирования и гамма-гамма-
каротажа; б - зонд № 2 для нейтрон-нейтронного каротажа; 1 - источник
излучения, 2 - свинцовый экран, 3 - фотоэлектронный умножитель, 4 - де-
тектор излучения, 5 - штыревой разъем, 6 - датчик конуса, 7 - датчик муф-
ты трения, 8 - высоковольтный блок питания с предусилителем
В зонде № 2 (рис. 1.15, б) датчик нейтрон-нейтронного каротажа
состоит из плутоний-бериллиевого источника быстрых нейтронов
активностью 5-105 н/с с фильтром (экраном). На расстоянии около
5 см от источника расположен детектор тепловых нейтронов ЛДНМ-
2 с фотоумножителем ФЭУ-35. Для регистрации естественного гам-
ма-фона грунтов в зонде № 2 установлен дополнительный датчик
гамма-каротажа, включающий специальный (сцинтилляционный)
детектор - кристалл NaJ с фотоэлектронным умножителем ФЭУ-35.
Для исключения влияния гамма-излучения, образующегося при
взаимодействии нейтронов с окружающей средой, этот датчик по-
мещен на расстоянии 1,1 м от нейтронного источника. Измерения
зондом № 2 могут производиться как при погружении зонда, так и
при его извлечении.
Пенетрационно-каротажныр uph,
зондирование зондом № 1 спытания предполагают сначала
fs и плотности р, а затем п^^°П^еДеЛеНИем сопротивлений грунта qc,
же самую зондировочнущ скк^™0 30Нда (по возможности в ту
помощью зонда № 2 опое пр которая получена зондом № !)•
В отличие от СПК отече "“ ВЛаЖНОСТЬ ПТО ж
следок^ СТатического зондирован™51 аппаРатУРа комплексного при-
нял всех5151 Г™* ПИКА-15К Г56Я1И радиоизотопных методов ис-
““ "издет „ро„звод„ть „„ере.
*рив (СОППП'ГМ П нгл.._
объемную вла>И1остГг’руХ7беГсм1 “aK™B110CTb. плотность и
Это достигается за X
стоящего из двух последовательно установление УСТР°“СТВа’
расположен тензометрический зонд «ТК» выше с п" ВНИЗу
ходника к нему крепится зонд «К» для равдоизотопньГхТзмерений
очая часть (включая тензометрический зонд) такого комплексно'
го устройства, в отличие от СПК, имеет стандартный диаХ
35,7 мм, что значительно облегчает интерпретацию получаемых со-
противлении грунта зондированию. Его общая длина (включая бло-
ки электроники) составляет 143 см.
Совмещение зондирования с экологическими исследованиями
предполагает дополнительно к определению сопротивлений грунта
Яс, fs получение информации о содержании в этом грунте тех или
иных загрязнений (нефтепродуктов, масел, кислот и т.д.). В настоя-
щее время в зарубежной практике для этого используются зонды с
различными дополнительными модулями, среди которых наиболь-
шую известность получили [151]:
- устройства для диэлектрических измерений (hegh-frequcnci-
impedance-measuring - HIM-probe);
- устройства для химических анализов, обеспечивающих опреде-
ление водородного показателя pH поровой воды, способности грунта
к окислительно-восстановительным реакциям и проч, (chemiprobe);
- оборудование для применения методов лазерно-
индуцированной флюоресценции (laser-induced fluorescence - LIF).
Устройства для диэлектрических измерений используются для
выявления в грунте загрязнений в виде органических жидкостей (non-
aqueous-phase-liquid - NAPL). Описанное выше определение электри-
ческого сопротивления грунта не отражает типов загрязняющих жид-
костей, а диэлектрическая проницаемость вполне их может характери-
зовать. Диэлектрическая проницаемость зависит от частоты перемен-
ного электрического поля, причем эта зависимость носит сложный
характер и отражает влияние многих факторов. Изучение связанных с
этим вопросов входит в сферу диэлектрической электроники, круг
понятий которой выходит далеко за пределы профессиональной ком-
петентности большинства специалистов по экологии,
,о, „ли инженерной геолога,.. Поэтому лля по..«мэ™
используемых процессов, отмс , Р с помощью пере-
элсктричсскис измерения целссоо разн ’ 500 МГц).
Е ________пппя высокой частоты (Ю...эии ч
-1.-г<;тидерланДЬ1}Р^‘1ии,аг,оииирудава'
и nelft Geotechnics (.пи» i- ости грунта в вы
«очастотном поле - "Этакое оборудование позволяет спреде-
сопротивлений (н1М-₽Г^е1)Ическую проницаемость, удельную
пять три показателя. «®У.кое сопротивление) и водородный
электропроводность (элек^ ^ зонда приведена на рис. j Лб
показатель pH. Схемаiyn л в «закрытом» положении, когда
[151]. Конус noiW^ 2 и наружНой оболочки 3 находятся на од-
нижний конец изоля р 2* положении нет). При достижении
ном уровне (т.е. кам р, оболочка 3 выдвигается вперед,
намеченной глуоиныРУ* камера 4> Куда втягивается
X” Вь сокочастотное электрическое поле генерируется^ на по-
Хно® земли и передается антенне 5 через коаксиальный кабель
Определяется частота электрического поля в изучаемом грунте.
Результат испытания - диэлектрическая проницаемость и удельная
электропроводность грунта определяются как функции этой частоты
в интервале 10...500 МГц.
Рис. 1.16. Схема нидерландского зонда,
позволяющего измерять диэлектрическую
проницаемость грунта:
1 - коаксиальный кабель, 2 - изолятор, 5 — приемник
высокочастотного излучения в виде наружной ци-
линдрической оболочки, 4 — камера с пробой грунта,
5 - центральный стержень, являющийся диэлектри-
ческой (излучающей) антенной
50
После проведения измерений пооба mvu-ro
камеры 4, наружная оболочка 3 втягивается™ нд нриХ^кры
тое» положение „ погружается на следующую намеченную гХХ'
Далее весь цикл повторяется. у * ну-
Устройства для химических анализов, вмонтированные в зонп
могут предназначаться для определения водородного показателя pH
окисляемости и химического состава поровой воды, химического
состава порового газа [151]. Используется два подхода:
- химические анализы выполняются непосредственно в нако-
нечнике зонда, для чего зонд оснащается всем необходимым обору
дованием;
- химические анализы выполняются в лаборатории, зонд же ис-
пользуется как пробоотборник, приспособленный для отбора проб
грунта, воды или газа, которые затем доставляются в лабораторию.
В первом случае специальные анализаторы располагаются, как
правило, выше конуса и муфты трения. Таким способом определяет-
ся, например, водородный показатель pH, окисляемость поровой во-
ды (redox potential).
Во втором случае зонд имеет подвижные элементы, позволяющие
врезаться в грунт, отсасывать из него воду или воздух. Такой зонд со-
держит специальные контейнеры, в которые эти пробы помещаются,
затем извлекаются на поверхность. Используется специфическое обо-
рудование. Например, для отсасывания поровой воды используются
специальные фильтры-экраны из нержавеющей стали, для отбора и
извлечения проб газа используются специальные непроницаемые
шприцы, стеклянные или стальные сосуды-контейнеры и т.д.
В целом такие технологии в наибольшей мере отличаются от ста-
тического зондирования в традиционном его понимании. В них зонди-
ровочнос оборудование используется, по сути дела, по новому назна-
чению: для отбора проб, для погружения устройств, выполняющих
разнообразные функции, и проч. В зарубежной практике такие техно-
логии часто относят не к зондированию, а к самостоятельному направ-
лению, именуемому «технологиями, использующими непосредствен-
ное вдавливание» (Direct Push Technologies - DPT) [151]. В определен-
ном смысле к ним (к DPT) можно отнести все методы, рассматривае-
мые в настоящем разделе (т.е. совмещение зондирования с другими
испытаниями), однако к отбору проб это относится в особой мере.
Оборудование для применения метода лазерно-индуцированнои
флюоресценции (laser-induced fluorescence - LIF) используетсяi в н
лях выявления в грунте концентрацииисФтспР°^Хщсяодшп1
родных загрязнений). Создание такого оборудования является одни
в JKUJ1DrHHe-
- Г „постижечий У^^^рованной флюоресценции
из крупнеиш Метод дазерно' флюоресценции (свечения)
ских изыску ы спекгральном а" * ся лазерным облучением
загрязненного грун«,
3 да» (. S’ д0“"“ ”
схема американо юоресценции [148,169].
Ио-индуДОРОванноифЛЮ Р
лазериониипу!0™ 30НДа’ “сна,дснного оборудованием для
' - конус зонда, 2 - муфта тр^шмЗ-тс фл,оорссцс,,«,,":
скии модуль (излучатель * теряемая часть конуса, 4 - оптичс-
рующего излучения), 5 - сап(Ьип^Н°ЛСТ°ВЬ1Х л^чев н приемник флюорссци-
оптоволоконный кабель 7 - °КН0’ чеРез которое облучается грунт,
- датчик порового давления ,Лазерная система, 8 - тефлоновый фильтр,
НИЯ’^'ТР^аДлятампонирующег^^^^~датчик мУФТЬ1ТРе7
Уплотнитель (LhS) ~ ГВДРОИЗОЛЯДИОННЫИ
Ультрафиолетовое излуч
на оптический модуль 4, где он^^^ П° оггговол°конному кабелю 6
Ре3 это ОКНо грунт облучается аП^авляется на сапфировое окно 5.
и в зависимости от наличия в нем
нефтепродуктов (углеводородов') ои ж
возникает благодаря наличию в грунтеТгп^"’ ФлюоР^енция
даря находящимся в них полиароматическим ^Р°Д°В’10Чнее бо-
даемое таким образом в грунте излучр™? комп°нентам. Возбуж-
ским модулем, где оно через втооой on воспРчнимается оптиче-
щиися в лазерной системе 7 анализа, располагаю-
анализа nponUrr “
углеводородов оценивается по интенсивности флюоресце цш?Ппо
должитсльность получения необходимых результатов составляв
1...2 минуты для каждой точки (глубины) определения, поэтому со-
вмещение рассматриваемых экологических измерений с зондирова-
нием не вызывает каких-либо осложнений. Метод лазерно-
индуцированной флюоресценции можно использовать и для более
детального выяснения состава загрязнений, вызывающих флюорес-
ценцию. Для этого необходимо лишь проводить привязку (калибров-
ку) результатов к различным условиям, для которых состав и концен-
трации загрязняющих веществ известны достаточно подробно.
Приведенный на рис. 1.17 зонд позволяет механизировать важ-
ную с экологической точки зрения операцию - тампонаж зондиро-
вочных скважин. После завершения зондирования теряемая часть
конуса 3 отсоединяется, и через трубку 12 подается тампонирующий
раствор, который по мере подъема (извлечения) зонда заполняет
зондировочную скважину.
Измерение температуры мерзлых грунтов представляет очень
важную задачу для отечественного строительства. Значительная
часть территории нашей страны располагается в зоне многолетне-
мерзлых (вечномерзлых) грунтов, механические свойства которых
определяются не столько литологическими признаками и составом
грунтов, сколько их температурой. В частности, в большинстве ос-
военных районах Севера европейской части РФ вечная мерзлота
представлена в значительной мере пластичномерзлыми грунтами
(подробно см. раздел 5.1). Температура и механические свойства.та-
кой мерзлоты допускают зондирование, погружение сваи и р •
Для инженерных изысканий, связанных с nP0CKT11P““_e
ментов на пластичномерзлых грунтах, необходимо
позволяющее быстро и надежно определять-при Применение
таких грунтов и оценивать их механичес вляется наиболее
для этих целей статического зондирован!)' с дополнительно
перспективным направлением. °«^бны сушсСтвснно повысить
датчиками температуры (ТС ),
эффективность инженерных изысканий. Они могут быть полезны и
как метод контроля при искусственном оттаивании мерзлых грунтов
На рис. 1.18 приведена схема отечественного зонда (модификация
зонда конструкции БашНИИстрой), оснащенного температурные
датчиком [12,40].
Практический интерес представляют также зонды, дополнитель-
но снабженные помимо температурных датчиков нагревательными
элементами (см. раздел 5.1).
Рис. 1.18. Схема российского зонда, измеряющего температуру грунтов:
1 - основной конус, 2 - малый конус, 3 - датчик измерения температуры
грунта, 4 - уплотнение, 5 - крепежный винт, 6 - муфта трения
За рубежом данному вопросу так же уделяется немало внима-
ния. Некоторые зарубежные и отечественные специалисты не огра-
ничиваются оценкой многолетнемерзлых грунтов, а предпринимают
попытки использования зондов с датчиками температуры, в эколо-
гических изысканиях на обычных немерзлых грунтах. Это связано с
МНОГИе °Рганичсские «загрязнители» способны порождать в
вышаютКт^ме₽МИЧеСКИС (ТСПЛ0Выделяк)Щие) реакции, которые по-
подобное обстоятельство отбывает
ществ в грунте по его т С°СТава и кониентрации загрязняющих ве-
специальные зонды. €ко тако ^'ут использоват
шаги, основной же задачей остался ДеЛаеТ ПерВЫе
летнемерзлых грунтов. измерение температуры много-
54
1.3.5. Зондированные установки
•ГавтомУобимВКИ М01УГ бЬТ СамОходРны”^^
зе автомобиля или трактора), передвижными прицепными (смонтиро-
ванными на базе автомобильного прицепа), переносными сборно-
разборными или в виде приставок к буровым установкам. В настоящее
время в мировой практике применяется более 50 типов зовдировочных
установок. Обширная их номенклатура неоднократно обсуждалась на
международных совещаниях. Некоторые типы установок успешно ис-
пользуются уже несколько десятилетий, подвергаясь лишь незначи-
тельной модернизации, в то же время другие появились совсем недавно
и отражают современные тенденции. В нашей стране используется бо-
лее 10 типов установок, из которых два типа, серийно выпускавшиеся в
СССР, применяются достаточно широко (С-832 и СП-59). Как отмеча-
лось в разделе 1.1, зондировочные установки подразделяются в зависи-
мости от усилия вдавливания зонда на легкие (до 50 кН), средние
(50... 100 кН) и тяжелые (более 100 кН). В определенной мере это отра-
жается и на габаритах установок: легкие установки имеют, как правило,
минимальные габариты, тяжелые - максимальные. Практика последних
десятилетий вполне подтвердила целесообразность разделения устано-
вок по этим признакам. Каждый тип получил свою довольно четкую
область применения. Например, в особо стесненных условиях удается
использовать только легкие установки, для проектирования свайных
фундаментов - только тяжелые или средние и т.д. Нижеперечисленные
типы установок рассматриваются отдельно.
Легкие установки в отечественной практике применяются отно-
сительно мало, но за рубежом это самый распространенный тип уста-
новок. На рис. 1.19 приведены типичные конструкции легких устано-
вок [96,77]. Иногда выделяют в отдельную группу мелкие ручные уст-
ройства для зондирования (зонды-щупы, называемые также ручными
пенетрометрами) с усилием вдавливания 0,05... 1 кН. Такие устройства
формально относятся к легким установкам, но они требуют совершен-
но иного использования и предполагают свою область применения:
зондирование на небольшую глубину внутри помещений, подвалов на
непроходимых для транспорта местах, для послойного контроляп
ности насыпей ит.д. На рис. 1.19 к упомянутым
зонды-щупы Hanson-5 массой 8 кг (рис. 1.19, a), Hansoni
30 кг (рис. 1.19, 6). Производительность таких устрст
их можно применять в столь стесненных условиях, в каких невозмож-
но никакое другое обследование. Практически там, где может размес-
титься человек, возможно погружение зонда-щупа. Естественно, что
такие устройства очень дешевы.
Рис. 1.19. Типичные зондировочные установки легкого типа:
а - ручной зонд-щуп, переносимый в кейсе, масса 8 кг (Hanson-5, а.р. Van
den Berg - Голландия, Нидерланды); б - ручной зонд-щуп массой 30 кг
(Hanson-10, та же фирма); в - легкая установка массой около 100 кг с уси-
лием вдавливания 25 кН (Hanson-2.5, та же фирма); г — легкая установка
массой 85 кг с усилием вдавливания 25 кН (Gaudische Machinefabrick — Гол-
ландия, Нидерланды); д — легкая установка в виде автомобильного прицепа
с усилием вдавливания 50 кН (Hyson-5Tf, а.р. Van den Berg - Голландия,
Нидерланды)
Глубина погружения зондов-щупов типа ги
10 ограничена массой самого испытателя R п'5 или Hanson-
ности такая глубина обычно не превышает 2 'РСДИСИ "Р°4'
грунтах типа илов, сапропелей она „ ’ °ДТ° В “a5ux
’ va,,Pul,VJ^n она может достигать 7.. 10 м п™
повышения максимальной глубины погружения в более прочных
грунтах некоторые типы зондов-щупов снабжаются дополнительны-
ми грузами, которые укладываются и закрепляются на щупе в про-
цессе проведения испытания. На рис. 1.20 показан один из видов та-
ких щупов старого типа (винтообразный), применяемый в Швеции с
1917 года до настоящего времени [158].
Ручные зонды-щупы обычно используются для оценки конси-
стенции глинистых грунтов, плотности рыхлых песков, насыпных
грунтов. Для количественной оценки механических свойств грунтов
они малопригодны, однако при использовании в комплексе с более
точными испытаниями они могут оказаться полезными и при реше-
нии таких задач. В этих случаях должна производиться калибровка
(тарировка) их результатов по результатам более точных испытаний,
проводимых на той же площадке.
г' ’ *
Рис. 1.20. Схема ручного шведского зонда-щупа (винтового),
погружаемого (завинчиваемого) в грунт с использованием
дополнительных грузов:
1 - винтовой конус диаметром 32,5 мм, 2 - штанга диаметром 22 мм,
рукоятка для завинчивания, •/ - грузы 10 и 25 кг, 5 - опорное устройство
5 кг для грузов, 6 — деревянная «шайба» с резиновой подкладкой
57
ВДа "оГвГ остальные зондировочные устройства npcJ
зондов-шупов В ос погружсш)С зонда. В сборно-разбо^ '
сматриваютмс „ 1. 19, в погружение производи?
гхтх™‘ г"ри““"-v "s
мошХ«к>дажс “ малогабаритных’как на Р«с- 1.19, г
предусматривается погружение гидроприводом. Вдавливание np0Uc:
ходит путем зажима штанги специальным зажимным устройством
которое, будучи жестко соединенным со штоком гидроциЛИНд ’
(или двух гидроцилиндров), производит погружение зонда на вели-
чину хода гидроцилиндра. Затем устройство разжимает штангу н>
скользя по ней вверх, возвращается в первоначальное положение.
Далее снова производится зажим штанги и цикл повторяется. Ско-
рость погружения может быть различной (0,5.. .2 м), но в связи с тем,
что международный стандарт [121], как и ГОСТ 19912-2001, ограни-
чили ее диапазоном 1,2±0,3 м/мин, в настоящее время во всем мире
зондирование производится с упомянутой стандартной скоростью.
Штанга состоит из звеньев одинаковой длины 0,5 м или 1 м
(длина звеньев, как правило, соответствует ходу гидроцилиндра).
Звенья соединяются друг с другом с помощью специальных разъе-
мов или на резьбе. Наращивание штанги, т.е. соединение звеньев,
производится вручную по мере погружения зонда.
Для восприятия усилий вдавливания установки снабжаются ан-
керными устройствами в виде винтовых свай. Завинчивание анкер-
ных сваи у переносных установок производится вручную или с по-
мощью простейших механизмов с ручным приводом. У установок на
одноосных автомобильных прицепах типа показанной на рис. 1.19, д
завинчивание производится механически, без применения физиче-
ского труда.
Легкие механизированные установки, как сборно-разборные, так
и на базе одноосных автомобильных прицепов (рис. 1.19, Э), снаб-
жаются стандартными зондами, чаще всего механическими I типа,
стественно, что к результатам, получаемым такими зондами, при-
нимы приводимые в нормативных документах таблицы или Ф°Р
* уль! для определения свойств грунтов по данным зондирования,
вдавлинами^ зондировочные установки, т.е. установки с усилием
чаще они 6 ’ °° кН’ также М0ГУТ быть сборно-разборными,
бильного nnJiBaK)T смонтиР°ванными на базе одноосного авТ°м°
ИЛИ колесном ^аторе^™0*0®10” базе “ на кузовом автоМ° ?е
зондировочные^сганп На РИС‘ 21 пР™едены некоторые тип(
Установки среднего типа [151.97. 96.771.
б)
Рис. 1.21. Типичные зондировочные установки среднего типа:
а — установка с усилием вдавливания до 100 кН (Gaudischc Machmcfabrick -
Голландия, Нидерланды); б-установка, смонтированная на базе одноосно-
го автомобильного прицепа с усилием вдавливания до 100 кН (Saunda -
Италия); в - установка, смонтированная на базе одноосного автомобильно-
го прицепа, с усилием вдавливания до 100 кН (С-979 - СССР-Россия); г -
установка, смонтированная на базе колесного трактора, с усилием вдавли-
вания до 100 кН (СП-59 - СССР-Россия)
В отечественной практике средние установки применяются
очень широко, причем преобладают самоходные установки. За по-
следние два-три десятилетия ощущалась тенденция перестройки ус-
тановок на базе автомобильных прицепов на самоходную базу — на
автомобили или легкие колесные тракторы. Следует отметить, что в
59
нашей стране посл®”?гс,^^"т.с. находящиеся на границе м?С11'
средними и тяжел У анения не получили. По этой Пр„ J
ZX”" ™срелше ” “я оте'"я*™'«
пиоовочной техники довольно условно.
Р соедние установки, как правило, снабжаются стандарт
зондами I или II типа, причем последние годы чаще всего исподьзу.
ютТя тензометрические зонды, реже механические, еще реже *
равлические. Приведенные на рис. 1.21отечественные установки
конструкции Фундаментпроекта С-979 и СП-59 имеют механические
зонды I типа, заменяемые иногда на зонды II типа.
Штанга, на которой закрепляется зонд, состоит из одинаковых
звеньев длиной 0,5 м, 1 м, 1,5 м или 2 м (чаще всего 1 м). Наращива-
ние штанги производится вручную по мере погружения зонда, как и
у описанных выше легких установок. Процесс погружения зонда
также аналогичен описанному выше процессу у легких установок на
базе автомобильных прицепов, т.е. зонд вдавливается с помощью
зажимного устройства и гидравлической системы.
Все средние установки имеют анкерные винтовые сваи, но, как
показывает практика, при тяжелых базовых машинах в ряде случаев
можно обходиться без использования анкерных свай — вес машины
зачастую достаточен для восприятия реактивных усилий. Естествен-
но, что это создает большие технологические преимущества - суще-
ственно упрощает и ускоряет работы по зондированию.
Производительность установок среднего типа определяется
уровнем их механизации и автоматизации и зависит от конкретных
условий зондирования. Практика показывает, что при использовании
сборно-разборных установок с учетом всех организационных затрат
времени за восьмичасовую смену редко удается выполнить более
трех точек зондирования на глубину 10...11 м. При использовании
самоходных установок с более высоким уровнем механизации за
смену обычно удается производить 3...5 точек. Если удается обхо-
диться без анкеровки, то производительность может достигать 4...6
точек в смену.
сования^ специализиР°ванных установок для статического зонди-
весное обоп1иЛлКТИКе\НаХОДЯТ пРименение различные приставки (на~
статическое зонпи^ * бУРовъщ станкам, позволяющие выполнять
РУДования примерно^акие ^РИНЦИПЫ работы такого навесного о о-
вок. Но они пои MpnG Же’ как и у специализированных устав
при необходимости позволяют выполнять комбиниро-
ванное зондирование, т.е. чсислошшир
рения лидерной скважины для поохожпр. Ч“0ГО 301,диР°вания и бу-
тов и крупных включений ПР0Х0ЖДСНИЯ Паљ« "Рочных грун-
Тяжелые зондировочные установки т е тстяило™
ХТботИиб№0б 100 КН’ ИаИб0ЛСС Эфф“,ы "Р" больших^
емах работ и необходимости изучения грунтовых условий на значи-
тельную глубину. На рис. 1.22 приведены некоторые типичные зон-
дировочные установки тяжелого типа.
Рис. 1.22. Типичные зондировочные установки тяжелого типа:
а - установка на гусеничном ходу, перевозимая на автомашине (а.р. Van den
Berg, Голландия, Нидерланды); б - установка на гусеничном ходу (Fugro
Ltd, Голландия, Нидерланды); в - установка на комбинированном ходу (а.р.
Van den Berg); г, д, е - установки различной конструкции на автомобильной
базе (соответственно Con Тсс Ltd; Fugro Ltd, Голландия, Нидерланды,
С-832, СССР-Россия)
61
в качечр- сти (рис. Ъ I.Z2 „
большой грузоподъемное iр )0Й баз0И «автомобиль-тра
имеютсяУстановки с ко. Рщснисзондировочного оборуД0Ва1 р
(рис. 1.22, в). В^Розитея с объекта на объект на болЬЦ1с’
“уХм°^2с> специально ДЛЯ ЭТ0Г0 ЛРИСПОСОблс'-ом
(рис-122> злы у тяжелых установок отличаются от анало.
Чных7“едник '•ЛСГКИХ уСТаН0В°К ТОЛЬК° СВ°еЙ М0щно«ыо.
поиндипС работы те же. Большинство таких установок не ну*,
лаются в специальных анкерных системах, так как их вес вполне
достаточен для восприятия реактивных усилии, возникающих при
вдавливании зонда. Для большей надежности «безанкернои» работь1
в зарубежных установках узел вдавливания зонда размещается в
центре тяжести машины.
Имеются варианты размещения зондировочного оборудования
на двух машинах. Такими были, например, пенетрационно-
каротажные установки института ВСЕГИНГЕО (СССР) — СУГП-10 и
СПК [105]. В первой использовался гусеничный трактор с оборудо-
ванием для вдавливания зонда и автомашина ГАЗ-63 с аппаратной
станцией, включающей комплект регистрирующей аппаратуры. Во
второй использовались две автомашины: грузовая ЗИЛ-157 с вдав-
ливающим оборудованием и автобус КАвЗ-663 с комплектом изме-
рительных принадлежностей.
Зонды тяжелых установок, как правило, тензометрические. Ус-
ложненные их варианты, обеспечивающие дополнительные измере-
ния, описанные в разделе 1.3.4, также характерны для тяжелых уста-
новок. Регистрация результатов обычно полностью автоматизирова-
на, для чего используется современная электронная аппаратура. По-
следнее десятилетие все чаще используется компьютерная техника,
позволяющая в полевых условиях производить первичную обработ-
ку получаемых данных. Условия работы персонала в таких установ-
ках отличаются наибольшей комфортностью, так как испытатели
ра отают в пылевлагонепроницаемом кузове с благоприятным тем-
ратурным режимом, освещением, их рабочее место, как правило,
ofiernfuu31*0 ВСеМ необходимым инвентарем. Тяжелые установки
С учетомВррТ ^НаИ °ЛЬШУЮ пРоизводительность полевых работ,
до изучаемой ппГНЫХ непРоизводительных затрат времени (проезд
некие различных опта перемещение Установок внутри нее, устра-
полняют за восьмичРасовуюЦИОННЫс Невязок и т«-) они обь1ЧНО вЫ'
ьмичасовую смену более 100 м зондирования.
62
Недостатком тяжелых зондировочных установок является их
большая стоимость, в значительной мере связанная с использовани-
ем дорогих базовых машин, а также значительные габариты, затруд-
няющие работу в стесненных условиях.
Одной из первых зондировочных установок тяжелого типа, по
своим качествам предвосхитившая многие современные установки,
является сконструированная в СССР установка С-832 [104, 15],
серийный выпуск которой был начат в 1963 году (рис. 1.22, с,
рис. 1.23). Несмотря на сравнительно небольшое усилие вдавлива-
ния зонда (120 кН), приближающее ее к установкам среднего типа,
она обладала основными преимуществами современных тяжелых
установок - удобством обслуживания, высокой производительно-
стью и мобильностью. Установка неоднократно модернизировалась,
но принципиальных изменений она нс претерпела (авторы В.Н. Ма-
каров, В.Д. Фаерштейн, А.Д. Козловский и др.). В качестве базовой
машины был принят грузовой автомобиль (первоначально ЗИЛ-157,
затем ЗИЛ-131), вдавливание и извлечение зонда осуществлялось
челюстным захватом с гидроприводом, анкерное устройство - две
винтовые сваи с гидроприводом. Как уже отмечалось, использовался
тензометрический зонд II типа, запись показаний осуществлялась
самописцами на диаграммных лентах.
Несмотря на разноречивые первоначальные оценки установки
со стороны некоторых специалистов в 60-х годах, опыт сорокалет-
ней эксплуатации установок С-832 показал, что ее конструктивное
решение было безусловно удачным, опережающим свое время.
Идея размещения установки на базе грузового автомобиля была для
того времени новой и, как в дальнейшем выяснилось, весьма про-
дуктивной.
В последующие годы многие организации, разрабатывавшие
свои зондировочныс установки в виде прицепов, переоборудовали
их на автомобильную базу. Удачным решением было использование
телескопической штанги (см. рис. 1.23) из двух звеньев II и Юм
вместо ранее применявшихся составных штанг из звеньев 1...2 м,
стыкуемых в процессе работы. Это существенно снизило трудоем-
кость обслуживания установки и позволило довести производитель-
ность зондирования до ранее недостижимого уровня - 70... 120 м в
смену (с учетом времени на проезд до изучаемой площадки, затрат
времени на маневрирование установки внутри площадки и т.д.).
Значительным шагом вперед было использование зонда с тензо-
метрической аппаратурой (см. рис. 1.6, ?) и автоматической записью
результатов измерений [15]. Это существенно повысило эффсктив-
63
.механизированным и aw
______________еТОвьгС° записывающего оборудо.
_ „.Я с»с51а; Размене ^зове ^втофургон^
Рис 113.oбщwйввдзoндиpyю™eй^
г воаб<'”‘""'
Зонд установки имеет папаметпы мр
“ ,™ ИЙе,.,„щсго = вд, Л4°™"
ш“с™“ “Г” "уф” зж <“ "» м
Сигналы от датчиков поступают через передающие преобразо-
ватели на индикационное устройство, находящееся в закрытом кузо-
ве автомашины. Результаты записываются самописцем на двух диа-
граммных лентах. Первая диаграмма отражает удельные сопротив-
ления грунта под конусом зонда qa вторая - удельные сопротивле-
ния грунта по муфте трения fs.
В целях обеспечения правильности измерений аппаратура зонда
перед проведением зондирования подвергается проверке (тарирова-
нию) путем приложения нагрузки через зонд на динамометр и по-
следующего сравнения показаний индикационного устройства с по-
казаниями динамометра.
В настоящее время индикационное устройство установки пред-
ставляется в определенной мере морально устаревшим. Развитие мет-
рологии и электроники в конце XX века привело к постепенному вы-
теснению самописцев более совершенными электронными устройст-
вами, позволяющими отображать информацию на мониторе и записы-
вать се на носителях для последующей передачи и обработки на пер-
сональном компьютере. Сегодня все чаще регистрация данных зонди-
рования выполняется на портативных компьютерах (ноутбуках).
Особым направлением в развитии статического зондирования яв-
ляется подводное зондирование. Проведение инженерно-геологических
изысканий в акваториях морей, водохранилищ, озер и рек является
очень трудоемкой и дорогостоящей работой. Традиционные способы
изучения грунтов путем бурения и отбора монолитов в этом случае рез-
ко усложняются. Применение же статического зондирования оказыва-
ется наилучшим решением данной проблемы. Естественно, что обору-
дование для такого зондирования значительно сложнее, чем дня зонди-
рования «наземного». Его приходится располагать на плавучих средст-
вах — баржах, понтонах, плашкоутах, самоходных грузовых судах. Без
специальных приспособлений зондирование непосредственно с плаву-
чих средств невозможно в силу недостаточной устойчивости штанги
зонда, которая должна работать на поперечный изгиб при большой сво-
бодной длине. По этой причине применяется два подхода (рис. 1.24):
- зонд погружается через направляющую трубу или другое уст-
ройство, исключающее потерю устойчивости штанги (вдавливающее
устройство располагается на плавучем средстве),
- вдавливающее устройство опускается на дно водоема, и зон-
дирование ведется со дна.
Рис. 1.24. Типичные схемы оборудования для статического
зондирования на акваториях (151,96,105]:
а - зондирование со дна водоема при расположении вдавливающего уст-
ройства на плавучем средстве; б - то же при расположении вдавливающего
устройства в подводной установке на дне водоема (ПСПК ВСЕ! ИН!
СССР); в - зондирование с забоя скважины (Fugro - Нидерланды); £ зонд,
2 - штанга зонда, 3 - направляющая труба, 4 - вдавливающее устройство на
плавучем средстве, 5 - пульт управления с регистрирующей аппаратурой,
6 - понтон или баржа, 7 - кабель, 8 - подводная установка с вдавливающим
устройством, 9 — анкер буровой колонны, 10 — донный захват, 11 само
ходное судно
В обоих случаях зонд вдавливается непосредственно в дно водо-
ема, в связи с чем зарубежные специалисты рассматривают оба под-
хода как единый метод «со дна водоема» (seabed mode) [151]. Такой
метод они считают эффективным только при небольших глубинах
водоемов (до 30...40 м). При больших глубинах рекомендуется иная
технология зондирования: предварительно производится бурение
скважины, и зонд погружается со дна этой скважины. Такой метод
«со дна скважины» (down-the-hole mode) [151] позволяет зондир0'
вать на очень большую глубину (до 100 м), под большой толшей во-
ды. Известны примеры зондирования «со дна скважины» в шельфе
при глубине моря 500 м [96].
66
Имеются конструкции зондировочной установки, в которых
вдавливаются домкратом обсадные трубы вместе с зондом, движу-
щимся впереди обсадных труб. Для восприятия больших реактивных
усилий устраивается специальная грузовая платформа, которая
опускается на дно водоема, будучи загруженной свинцовыми груза-
ми общей массой до 36 т.
При подводном зондировании используются, как правило, тен-
зометрические зонды, причем уровень механизации и автоматизации
рабочих процессов обычно очень высок. Стоимость такого зондиро-
вания, естественно, высока, но все другие способы изучения дна во-
доемов оказываются еще выше и не всегда осуществимы.
1.4. Краткая история зондирования и тенденции
его развития
Статическое зондирование как метод испытания грунта с помо-
щью механизированных установок появилось в XX веке, однако в
упрощенном виде оно применялось не менее 200 лет. В «Записке об
исследовании грунтов земли» [35] некоего «подполковника Волко-
ва», изданной в Санкт-Петербурге в 1836 году, приводится описание
ручных зондов, которые рассматриваются автором как нечто давно
известное строителям его времени. На рис. 1.25 приведены конст-
рукции ручных щупов (зондов), о которых пишет Волков.
0,5 м
Рис. 1.25. Зонды-щупы
начала XIX века [351:
а - ручной щуп (справа приведен боко-
вой вид нижнего конца); б - большой
щуп (на боковой поверхности видны
ниши-нарезки, с помощью которых от-
бирались образцы грунта)
5
67
путем извлечения мелких проб. Для этого’на
боковой поверхности щупов делались нарезки, для заполнения кото-
рых рекомендовалось поворачивать щуп вокруг продольной (верти-
кальной) оси. У малого ручного щупа единственная нарезка находи-
лась в нижнем конце, у большого щупа делалось несколько нищ-
нарезок (через 0,5... 1 м).
На протяжении XIX века ручные щупы, как вдавливаемые (ста-
тические), так и забиваемые (динамические), по-видимому, приме-
нялись довольно часто, однако публикаций по вопросам инженер-
ных изысканий в XIX веке было чрезвычайно мало, в связи с чем
сведения, приводимые различными авторами, довольно противоре-
чивы. Например, Ж. Косте и Г. Санглера [50] считают, что ручной
зонд впервые был применен для оценки свойств глинистого грунта
во Франции А. Колленом в 1846 году. Другие авторы называют бо-
лее поздние сроки возникновения зондирования, причем большинст-
во их относит уже к XX веку [151, 11,97, 95].
В 1917 году Министерство железных дорог Швеции разработало
простейший прибор для зондирования (показанный на рис. 1.20), ко-
торый представлял собой усовершенствованный вариант рассмотрен-
ных выше зондов-щупов. От щупов, показанных на рис. 1.25, он отли-
чался наконечником, имевшим винтовую форму (рис. 1.3, а\ и воз-
можностью установления на нем специальных грузов. Прибор ис-
пользовался для оценки консистенции глинистых грунтов. После
вдавливания на глубину, достижимую физическим усилием испытате-
ля, такой зонд нагружался ступенями до 100 кг. При этом измерялось
погружение, вызываемое каждой ступенью нагрузки. Далее испыта-
ние продолжалось путем ручного завинчивания зонда, в процессе ко-
торого замерялось погружение за каждые 50 оборотов. Разработанный
прибор и методика его использования на многие годы пережили своих
разработчиков и применяются до настоящего времени.
Ручные устройства с коническими наконечниками (как правило,
без винтовой нарезки) в дальнейшем получили широкое распростра-
нение в Дании, Голландии, Швейцарии, Норвегии и ряде других
стран [151, 11, 97, 95]. Однако в процессе их применения стало оче-
видным, что в условиях строительства XX века нужны не ручные
зонды, погружаемые физическими усилиями испытателей, а доста-
точно мощные устройства, способные погружать зонды на значи-
тельные глубины (не менее 10 м) в любые дисперсные грунты (гли-
нистые или песчаные). При этом параметры зонда и измерительный
комплекс должны обеспечивать достаточно высокую надежность и
точность результатов измерений. В згой связи начиная с 30-х годов
усилия специалистов многих стран были направлены на создание
именно таких устройств.
Наибольшее внимание этой проблеме уделяли нидерландские
(голландские) специалисты. Ими были сконструированы первые ме-
ханизированные установки, которые, как показала последующая
практика, на многие годы предопределили развитие зондировочного
оборудования во всем мире. В этих установках зонд вдавливался в
грунт механическими устройствами - домкратами (гидравлическими
или реечными), с помощью цепей, талей, различных противовесов.
На рис. 1.26 показан рабочий момент зондирования одной из первых
зондировочных установок, сконструированной в 1935 году Т.К. Хей-
зингой (Дельфтская лаборатория механики грунтов) [151].
t
Рис. 1.26. Зондирование установкой Т.К. Хейзинги (151]
В конечном итоге наиболее «жизнеспособными» оказались сис-
темы с гидравлическими домкратами, которые в дальнейшем вытес-
нили практически все прочие погружающие устройства. Вдавли
вающее устройство в голландских установках располагалось, как
правило, на горизонтальной балке-платформе, перемещающейся
вверх-вниз по двум направляющим стойкам. Такое конструкт_
решение быстро приобрело популярность во всем мире и
69
^но^ изриГм9 и Ь21. Стойки крепились на жесткой сг^
= могла дополнительно пригреться тем или иным способом.
В Тертыхустановках в качестве пригруза нередко использовались
насыпной грунт, емкости с водой.
Проблема восприятия реактивных усилии при вдавливании зон-
да возникла на первых же этапах перехода от мелкого зондирования
к глубинному. Наиболее эффективным решением оказалось исполь-
зование винтовых анкерных свай, которые в дальнейшем вытеснили
практически все прочие способы восприятия анкерных усилий.
Лишь во второй половине XX века, когда популярность стали при-
обретать установки на тяжелых базовых машинах, эта проблема ста-
ла утрачивать свою остроту, так как вес таких машин в большинстве
случаев оказывался достаточным для восприятия реактивных уси-
лий и без анкеровки.
Существенные изменения произошли в первой половине XX ве-
ка и в сфере конструкций зондов. В 1929 году К. Терцаги разработал
зонд, который погружался с подмывом водой, что обеспечивало су-
щественное увеличение глубины зондирования [95]. Такой зонд ус-
пешно применялся при строительстве метро в Нью-Йорке, однако
идея зондирования с подмывом дальнейшего развития не получила.
В 1936 году в Голландии П. Барентсен разработал зонд с трубой-
оболочкой (типа показанного на рис. 1.2, а), позволявший измерять
сопротивление грунта не только под конусом, но и на боковой по-
верхности зонда [81, 50]. Такое конструктивное решение зонда ока-
залось очень полезным. Оно оказало определяющее влияние на раз-
витие зондировочного оборудования последующих десятилетий XX
века, ибо предложенные П. Барентсеном зонды (т.е. зонды, изме-
ряющие два параметра: сопротивление грунта под конусом и на бо-
ковой поверхности зонда) практически вытеснили старые зонды, из-
мерявшие только один параметр — сопротивление под конусом.
Независимо от П. Барентсена такое конструктивное решение предла-
галось и другими специалистами, но, как отмечают Ж. Косте и
Г. Санглера [50], П. Барентсен все же был первым разработчиком
зонда, измеряющего упомянутые два параметра.
Следующим шагом в совершенствовании механических зондов
были разработки Д. Вермейдена (1948) и И.Г. Плантемы (1948), ко-
торые оснастили конический наконечник защитным кожухом, пре-
пятствующим прониканию частиц грунта в кольцевое пространство
между наружной трубой и внутренней штангой [1511. После такого
усовершенствования механические зонды приобрели конструкт”0’
70
X” тнХВХЯ Д° НаСТОЯЩеГ0 времени- С™°
отечественному стандарту [25] эта конструкция соответствует со-
временному понятию «зонда I типа». Расположение кожуха” его
внешним вид у современных зондов I типа показаны на рис. 1.1 и 1.2
Внашей стране зонды I типа использовались, начиная с 50-х го-
дов XX века, в установках институтов Гидропроект, ДИИТ, Фунда-
ментпроект и др. [11, 97]. Тем не менее широкое применение они
получили в основном благодаря разработкам ГПИ Фундаментпро-
ект, который в 60...80-е годы уделял этому вопросу очень большое
внимание. В начале 60-х годов институтом были сконструированы и
внедрены в практику установки с механическим зондом I типа:
сборно-разборная установка УЗК-2 и аналогичная установка на базе
автомобильного прицепа - УЗК-З, в дальнейшем приспособленная
для серийного выпуска под индексом С-979. В 70-е годы была разра-
ботана самоходная установка СП-59 на базе колесного трактора
Т-16. Схема зонда ГПИ Фундаментпроект приведена на рис. 1.2, в,
общий вид установок С-979 и СП-59 - на рис. 1.21, в, г.
Важную роль для развития статического зондирования сыграла
идея Х.К.С. Бегеманна, предложившего в 1953 году оснастить зонд
муфтой трения, показанной на рис. 1.2, д [125]. Как уже отмечалось
в разделе 1.2.1, Х.К.С. Бегеманн предложил замерять сопротивление
грунта не на всей боковой поверхности зонда, а на коротком участке
(«муфте трения»), расположенном вблизи конуса. Эта идея оказалась
особенно продуктивной в последующие годы, когда появились тен-
зометрические зонды.
Первый тензометрический зонд был разработан в 1942 году
фирмой ДЕГЕБО (Германия) [151, И]. В дальнейшем интерес к
электрическим зондам проявили специалисты Нидерландов, Дании и
ряда других европейских государств, в связи с чем были созданы
новые электрические зонды.
Важным шагом в развитии электрических зондов было создание
в 1963 году в СССР тензометрического зонда конструкции Баш-
НИИстроя (автор А.Д. Козловский) [158, 15]. Этот зонд успешно вы-
держал испытание временем и до настоящего момента эффективно
используется на практике. Как уже отмечалось в разделе 1.э.3, он
(см. рис. 1.6, г) снабжен муфтой трения и имеет два тензометриче-
ских датчика, измеряющих сопротивление грунта под конусом (qc) и
на боковой поверхности (Д). Зонд имеет параметры, не противоре-
чащие требованиям международных стандартов и ныне действую-
щего стандарта СНГ [25]: диаметр конуса составляет^35,7 мм,
площадь боковой поверхности муфты трения
310 мм). Запись измеряемых показании автоматизирована: самопис-
цы вычерчивают на диаграммных лентах графики изменения сопро-
тивлений грунта qc ufs по глубине.
Широкое применение этого зонда в течение нескольких десяти-
летий показало его преимущества относительно других зондов. Это
оказало влияние на разработку новых типов тензометрических зон-
дов. Таковым, например, является довольно широко известный в
России зонд ПИКА.
Упомянутый зонд использовался в мобильной установке Баш-
НИИстроя С-832 (см. рис. 1.22, е, 1.23), создание которой в 1963 го-
ду ознаменовало переход на новый этап в развитии статического
зондирования, т.е. на использование автоматизированных и высоко-
механизированных установок повышенной производительности и
комфортабельности. Она стала первой в СССР зондировочной уста-
новкой, принятой к серийному изготовлению (1963).
Особенности конструкции этой установки уже рассматривались
в разделе 1.3.5. Необходимо лишь отметить, что реализованные в
ней конструктивные решения были для специалистов 60-х годов не-
привычными и вызывали оживленные дискуссии. Главным возраже-
нием было мнение, что изыскателю и строителю нужно простое, на-
дежное оборудование без какой-либо электроники и тензометрии.
Практика, однако, этого не подтвердила. Установка очень быстро
завоевала популярность не только в изыскательских, но и в некото-
рых строительных организациях. Последние использовали ее для
совершенствования проектных решений свайных фундаментов, что
было неплохо организовано в некоторых строительных организаци-
ях советского времени.
К середине 70-х годов в разных концах СССР работали свыше
150 установок С-832. Особенно эффективным оказывалось ее ис-
пользование при больших объемах применения свайных фундамен-
тов и сжатых сроках выполнения проектно-изыскательских работ.
Такие условия обычно складывались на характерных для СССР
крупных стройках со сложными природно-климатическими и инже-
нерно-геологическими условиями. В 70...80-х годах при освоении
территорий Западной Сибири применение установки обеспечивало
не только эффективность проектирования фундаментов, но и резко
сокращало продолжительность освоения территорий (города Нижне-
вартовск, Радужный, Лангепас, крупные промышленные комплексы
и жилые районы Тюмени, Тобольска и др.). Специфика условий это-
го региона допускала ведение работ по определению несущей спо-
собности свай в течение лишь 3...4 месяцев в году (в остальное вре-
72
мя местность становилась непроходимой для транспорта). Если ис-
полнители нс укладывались в такие сроки, работы переходили на
следующий год и продолжительность строительного инвестицион-
ного цикла недопустимо затягивалась. Применение указанной уста-
новки эту проблему решало полностью: число статических испыта-
ний свай сокращалось в несколько раз и работы по оценке несущей
способности свай могли выполняться в кратчайшие сроки с доста-
точной надежностью и экономичностью.
Кроме зонда БашНИИстроя в отечественной практике были раз-
работаны и применялись другие зонды II типа, т.е. с муфтой трения.
Это упоминавшийся в разделе 1.3.4 зонд нестандартных размеров
пенетрационно-каротажной установки СПК (ВСЕГИНГЕО) и не-
сколько модификаций зонда ПИКА (НИИОСП). К началу XXI века
стандартные зонды II типа преобладали как в отечественной, так и
зарубежной практике.
В работах по созданию эффективных зондировочных установок
участвовало много организаций научного, проектно-конструкторского
и производственного направлений. На рис. 1.27 приводится эпизод
одного из сравнительных испытаний, типичных для 60...70-х годов.
В этом испытании участвовали научные учреждения (головной инсти-
тут НИИОСП и БашНИИстрой), специализированная проектная орга-
низация Фундаментпроект, изыскательская организация ЮжуралТИ-
СИЗ. Общее руководство осуществлял Госстрой СССР.
Рис 1 27. Сравнительные испытания зондировочных установок раз-
личной конструкции (С-832, С-979, УСЗК), проводимые в Чеяяб.шске
(1969) (руководитель - Госстрой СССР, участники: инсти2^
Фундаментпроект, БашНИИстрой, трест ЮжуралТИСИЗ)
73
----негативное шшлш^ *>« r-—
нашей стране оказал общий спад научно-технической деятельности в
90-е годы - полностью прекратился промышленный выпуск зонди-
ровочных установок, приостановились исследования в области при-
менения зондирования. Изготовление зондировочного оборудования
удалось частично восстановить лишь после 2000 года ( в том числе
начался выпуск самоходных зондировочных установок УСЗ-15/35,
оснащенных зондами II типа).
С появлением мощных установок, погружающих зонд на значи-
тельную глубину, стало очевидным, что основные преимущества
статического зондирования должны проявляться при решении задач
свайного фундаментостроения. Это обстоятельство было понято еще
в 30-е годы голландскими специалистами, которым приходилось за-
ниматься применением свай больше, чем кому-либо в Европе, в силу
специфики грунтовых условий Нидерландов. Ими были начаты об-
ширные исследования по этому вопросу, ориентированные преиму-
щественно на натурные испытания свай с параллельным зондирова-
нием грунтов. В дальнейшем такие исследования были развернуты
практически во всех странах, где свайные фундаменты имели широ-
кое применение. В нашей стране этой проблеме особое внимание
уделяли институты Фундаментпроект, БашНИИстрой (НИИпромст-
рой), НИИОСП и др. Значительную работу выполняли специалисты
изыскательских, проектных и строительных организаций, анализи-
ровавшие результаты своих полевых испытаний.
Проблема определения несущей способности свай по данным
зондирования оказалась очень сложной. Измеряемые с помощью зон-
да сопротивления грунта под конусом и на боковой поверхности зон-
да отличались от аналогичных сопротивлений под нижним концом и
на боковой поверхности свай. Это различие носило сложный характер
и требовало тщательного изучения. Попытки решения таких вопросов
теоретическим путем на основе упрощенных моделей теории пре-
дельного равновесия, теории пластичности и прочих подходов, ожи-
даемых результатов не дали. Требовалось существенное уточнение
представлений о работе зондов и свай в различных условиях, что было
возможно только на основе тщательных экспериментальных исследо-
ваний. При этом модельные исследования также оказывались недос-
таточно продуктивными, так как многие факторы, характеризующие
работу сваи, в небольших лотках моделировать не удавалось. По этим
причинам специалистам пришлось ориентироваться преимущественно
на натурные (полев е) испытания. В 60...70-е годы таких исследова-
и выполнялось очень много как в нашей стране, так и за рубежом,
74
было опубликовано множество работ, включающих обширный экспе-
риментальный материал. В частности, в СССР специалисты одного
лишь БашНИИстроя накопили свыше 500 результатов параллельных
испытаний свай и зондирования грунтов в широком диапазоне инже-
нерно-геологических условий.
Хотя авторы из различных организаций предлагали свои методы
расчета, зачастую довольно противоречивые, в целом представления
о работе свай и зондов постепенно уточнялись, достоверность расче-
тов возрастала. Это позволяло по мере уточнения расчетов умень-
шать «запасы прочности» и наиболее проверенные методы расчета
вносить в нормативные документы. В отечественных нормах мето-
дика расчета свай по данным зондирования появилась в 1972 году
(дополнение к СНиП П-Б.5-67*). Все последующие редакции СНиП
включали соответствующие формулы такого расчета с теми или
иными уточнениями. Подробнее эти вопросы рассматриваются в
главе 4.
Не меньшие трудности возникали и в сфере использования ста-
тического зондирования для определения свойств грунтов. Исследо-
вания этих вопросов проводились еще на стадии применения ручных
зондов, но с появлением глубинного зондирования интерес к таким
вопросам резко возрос.
Первоначально определение свойств грунтов по данным зонди-
рования проводилось чисто эмпирическими методами. Сопротивле-
ния грунта под конусом зонда сопоставлялись с характеристиками
грунта, определяемыми традиционными методами, которые прини-
мались за эталон. Получаемые на основе статистической обработки
таких данных эмпирические зависимости предлагались для практи-
ческого использования. Однако довольно скоро стало ясно, что по-
лучить какие-либо надежные зависимости с широкой областью при-
менения таким путем невозможно. В каждой литологической разно-
видности грунта (и даже в каждой генетической разновидности од-
ного и того же литологического вида), как правило, получались раз-
ные эмпирические зависимости. К этому добавлялось влияние мето-
дики экспериментов, которая у каждого автора имела свои особен-
ности.
В 50...60-е годы предпринимались многочисленные попытки
решения таких вопросов теоретическим путем на основе использо-
вания упрощенных моделей теории упругости и теории предельного
равновесия [105, 8, 5, 118]. При изучении деформационных свойств
грунтов использовалась модель линейно-деформируемого полупро-
странства, прочностных - сыпучая среда Кулона (среда теории пре-
75
дельного pabHunwri^. - конфигурация линий скольжения
«пплуэмпипическии» метод, когда концт^и
адавоась волевым путем (на основе опыта), а решение получалось
мХТми теории предельного равновесия. Тем не менее получаемые
теоретические формулы в обоих случаях плохо вязались с экспе-
риментальными данными.
Более интересными оказались результаты использования модели
упругопластической среды [66, 175, 75]. Получаемые в этом случае
формулы отображали зависимость результатов зондирования одно-
временно и от прочностных, и от деформационных свойств грунта.
Эти формулы, естественно, не предназначались для практических
расчегов характеристик грунта, но они вносили определенный поря-
док в многообразие известных зависимостей, которые могли пони-
маться как частные случаи более общей закономерности. Несмотря
на перспективность такого направления, большого интереса к нему
не возникло ни в нашей стране, ни за рубежом, хотя полезность по-
лученных результатов никем не оспаривалась. Авторы настоящей
монографии считают, что для дальнейшего прогресса в понимании
результатов зондирования необходимо возвратиться к исследовани-
ям именно этого направления. Подробно эти вопросы рассматрива-
ются в главе 2.
Последние три десятилетия внимание большинства отечест-
венных и зарубежных специалистов снова переместилось в тради-
ционное русло - получение эмпирических зависимостей примени-
тельно к каждому конкретному типу грунта на основе анализа
большого числа испытаний. В отечественном нормативном доку-
менте СП 11-105-97 [92] в табличной форме приводятся именно
такие зависимости. Примерно то же можно сказать и о зарубежных
нормативных документах.
Начиная с 80...90-х годов в зарубежной (и частично отечествен-
ной) практике ощущаются тенденции к усложнению зондов, увели-
чению числа измеряемых ими параметров, совмещению зондирова-
ния с другими испытаниями. Зонды снабжаются пьезометрами, инк-
линометрами, термометрами, различными приспособлениями для
акустических, диэлектрических и прочих измерений. Повышается
внимание к беспроводным способам связи датчиков зонда с регист-
рирующей аппаратурой в кабине оператора. Примеры реализации
этой тенденции рассматривались в разделе 1.3.4.
бмг’г^лглЖИТеЛЬН0^ СТ°Р0Н0Й ЭТ°й тенДенЧии является возможность
результат™*°ведения Р3311^ испытаний, простота сопоставлений их
( ез искажающего влияния неоднородности грунта).
-------, — «писались, совмещение нескольких испытаний в
едином устройстве всегда усложняет проблему обеспечения надеж-
ности работы такого устройства. В какой мере в будущем такая тен-
денция сохранится, покажет практика. Если удастся обеспечивать
приемлемую надежность без чрезмерных затрат, вполне возможно,
что многофункциональные зонды будут востребованы больше, чем
традиционные однофункциональные.
Тесно связаны с рассматриваемой тенденцией и попытки ис-
пользования зондировочных установок в качестве средства погру-
жения в грунт приспособлений, совершенно не связанных со стати-
ческим зондированием. Как уже отмечалось в разделе 1.3.4, за рубе-
жом постепенно формируется понятие «технологий, использующих
непосредственное вдавливание» (Direct Push Technologies - DPT)
[151], которое нельзя отождествлять со статическим зондированием.
Тем не менее, если судить по содержанию симпозиумов по статиче-
скому зондированию рассматриваемого периода, внимание значи-
тельной части специалистов по статическому зондированию все бо-
лее переключается на технологии DPT. Из этого, естественно, нельзя
делать вывод, что статическое зондирование вытесняется техноло-
гиями DPT. Технологии DPT ориентированы в равной мере на лю-
бые методы испытаний грунта, так как это наиболее реальное сред-
ство выполнения таких испытаний на значительных глубинах. Про-
блем статического зондирования (в их традиционном понимании)
это практически не затрагивает.
Тем не менее в сфере собственно зондирования имеется мно-
жество вопросов, требующих решения или по крайней мере дора-
ботки. К ним в первую очередь следует отнести следующие три во-
проса.
Во-первых, конструкции зондировочных установок требуют со-
вершенствования в направлении их надежности, технологичности и
увеличения усилий вдавливания. Практика показывает, что при
больших объемах работ по статическому зондированию осложнения
создают в основном поломки и неудовлетворительная работа от-
дельных звеньев установок, а при использовании установок с низким
уровнем механизации - большая трудоемкость их обслуживания.
Опыт последних трех-четырех десятилетий показывает, что во мно-
гих районах страны не требуется погружение зонда глубже 15...20 м.
Тем не менее для отечественных установок такая глубина оказывает-
ся фактически достижимой лишь в довольно слабых грунтах (на-
пример, мягкопластичных и текучепластичных глинах и суглинках).
При усилии вдавливания до 100... 120 кН в грунтах средней и высо-
77
кой прочности (например, таких, как твердые глины или суглинки)
зонд удается погружать лишь на 12... 14 м. Наиболее простым реше-
нием представляется использование более тяже, ых базовых машин,
так как использование более мощных анкерных устройств сильно
снижает производительность зондирования.
Современное освоение подземного пространства в крупных го-
родах и мегаполисах все чаще требует применения и совершенст-
вования тяжелых зондировочных установок с усилием вдавливания
зонда 150...200 кН, способных выполнять зондирование на глубину
до 30...40 м и более. В связи с этим, наряду с более широким при-
менением тяжелых базовых машин, необходимо развивать и со-
вершенствовать конструкции (опорно-анкерные устройства, уст-
ройства для вдавливания и извлечения зонда и пр.) зондировочных
установок, а также сами зонды с точки зрения их возможности ра-
ботать при больших залавливающих усилиях и сопротивлениях
грунта.
Во-вторых, результаты зондирования больше, чем любого дру-
гого метода, нуждаются в компьютерной обработке. Это связано с
очень большим объемом получаемых данных (сотни, а иногда тыся-
чи трех-, четырехзначных величин по каждому объекту). Естествен-
но, что такие данные должны записываться в форме, обеспечиваю-
щей наибольшее удобство ввода в память компьютера. Как бы ни
были совершенны компьютерные программы обработки данных
зондирования, «ручной» ввод исходных данных становится трудо-
емкой работой и превращается в наиболее слабое звено всего про-
цесса обработки получаемой информации. По этой причине ввод
данных зондирования в память компьютера должен быть макси-
мально автоматизирован.
Некоторое время предметом дискуссии было место расположе-
ния компьютерного оборудования (непосредственно в кабине опера-
тора зондировочной установки или вне установки, т.е. в камераль-
ных условиях). Размещение сложного компьютерного оборудования
непосредственно в зондировочной установке сопряжено с большими
материальными затратами, так как такое оборудование должно быть
приспособлено к крайне неблагоприятным условиям эксплуатации
(вибрация, переменная влажность, переменная температура и т.д.).
Наиболее простым решением оказалось использование портативных
компьютеров (ноутбуков), которые можно в нужный момент под-
ключать к аппаратуре зондировочной установки, в нужный момент
отключать, доставлять к месту окончательной обработки информа-
ции, а при необходимости обрабатывать непосредственно на месте
78
зондирования (в полевых условиях). Однако переход на такую сис-
тему записи данных пока не удалось реализовать в широком мас-
штабе.
В-третьих, сами методы обработки данных нуждаются в совер-
шенствовании. Процесс статического зондирования изучен недоста-
точно, используемые зависимости имеют сравнительно невысокую
точность, область их применения нередко довольно расплывчата или
ограничена (существующие эмпирические зависимости получены в
основном для четвертичных грунтов и нагрузок до 0,3 МПа), преоб-
ладает крайний эмпиризм. Количественные зависимости, приводи-
мые в нормативных документах, иногда противоречат практике и
т.д. Много неясного остается в вопросах применения статического
зондирования в специфических грунтах (просадочных, многолетне-
мерзлых, элювиальных, техногенных и проч.), в вопросах его ис-
пользования при проектировании свайных фундаментов, особенно
набивных и проч.
В последующих главах предпринимается попытка проанализи-
ровать имеющуюся информацию по большинству из этих вопросов,
включая личный опыт авторов, занимавшихся применением статиче-
ского зондирования более четырех десятилетий. Рассматриваются
только вопросы собственно зондирования, без охвата зондов, со-
вмещающих зондирование с испытаниями другого типа.
79
c
СИЗУЧКНИ 30НДИр0ВАНИЯ
В настоящее время основные вопросы технологии статического
зондирования считаются более или менее изученными, в связи с чем
конструкции и параметры зондов, методика проведения зондирова-
ния стандартизованы как в нашей стране, так и за рубежом. Однако
на практике нередко возникают ситуации, не вписывающиеся в тра-
диционные схемы, когда применение предписаний нормативных до-
кументов, объяснение получаемых результатов может встречать оп-
ределенные затруднения. В этих случаях специалист должен не
только знать соответствующие нормы и правила, но и понимать, по-
чему эти правила возникли, представлять физические процессы,
стоящие за теми или иными эмпирическими закономерностями. Ни-
же приводятся некоторые результаты исследований, в том числе ма-
лоизвестные, без знания которых тем не менее трудно эффективно, с
должной надежностью использовать статическое зондирование.
2.1. Физические и механические процессы, происходящие
в грунте при статическом зондировании
В отличие от традиционных методов механических испытаний
грунтов на срез, сжимаемость и т.д., где характер деформаций не вы-
зывает споров, так как эти деформации могут наблюдаться и заме-
ряться, погружение зонда происходит в условиях, не доступных не-
посредственному наблюдению. Это порождало разноречивые пред-
ставления о происходящих в грунте процессах. Предлагалось мно-
л ес во расчетных схем, отражающих характер смещений грунта
вблизи зонда. Эти схемы служили основой для множества довольно
противоречивых формул, связывающих различные механические
свойства грунта с его сопротивлением зондированию. Широко рас-
пространено мнение о сильном уплотнении грунта вокруг зонда, так
же как и мнение о «сильно уплотненной зоне» под нижним концом
сваи.
dob Би°Х^«пСГВ< J сепеРиментов отечественных и зарубежных авто-
бопатопных ппт деФормации ^унта под зондом, проводились в ла-
нялаХ™ Z? ПР°3раЧН0Й (^клянной) стенкой. Реже приме-
разрезания грунта в погруженный ЗОНД обнажался путем
грунта в лотке вертикальной плоскостью. Результаты та-
80
ких экспериментов свидетельствовали о том «та
6_. .
Однако такие способы изучения леЖппм^ти?;
гпябые rmnnuc, D изучения деформации грунта имели свои
слабые стороны. Высказывались негативные суждения о влиянии
жесткой (прозрачной) стенки на наблюдаемые деформации о влия
нии обнажения (откопки) зонда. Все это, естественно, снижало до-
верие к получаемым результатам экспериментов. В этой связи целе-
сообразно рассмотреть менее известные эксперименты БашНИИст-
роя (НИИпромстроя), в которых характер деформирования грунта
изучался без использования прозрачных стенок и без обнажения
зонда. Вместо этого применялся метод гамма-рентгеновской интро-
скопии.
Зонд располагался не у стенки, а в середине лотка, причем на
поверхность грунта прикладывалось давление (пригрузка), имити-
рующее вес вышележащих слоев грунта - «природное давление»
[72]. Для наблюдения за смещениями в грунте закладывались свин-
цовые шарики (дробинки) и лоток просвечивался гамма-лучами.
Размеры лотка были 2020x20 см, пригрузка составляла 40 кПа, что
примерно соответствовало глубине 3,5...4 м. Фотографии делались
через каждый сантиметр погружения зонда (свинцовые шарики рас-
полагались в одной плоскости, параллельной плоскости фотопленки
и проходящей через продольную ось зонда), так чтобы путем нало-
жения кадров можно было воссоздать направления смещения грунта.
Эксперименты проводились с глинами, имеющими показатель
текучести II = 0,28, IL = 0,55, Д ~ 0,6 (глинистая паста со степенью
влажности близкой к 1). Каких-либо различий в общем характере
деформаций глин различной консистенции они не выявили: различа-
лись только величины этих деформаций.
На рис. 2.1 представлен один из таких снимков с параллельной
схемой искривления слоев грунта, составленной по этому снимку.
Как видно из рисунка, деформации грунта имеют примерно такой
же характер, как и в упомянутых экспериментах других авторов,
т.е. когда зонд скользит непосредственно по прозрачной стенке
лотка. iltT
Аналогичный вывод можно было сделать и рассматривая схемы
траекторий движения дробинок, которые получались путем нал
ния снимков, соответствующих «смежным» положениям‘ в
глубинам, различающимся на 1 см. Можно лишь_ °™ СМещСНий
проведенных экспериментах вертикальные составляющие смещен
б Заказ 1141 & 1
грунта преобладали еще в большей мере, чем в
риментах с погружением зонда непосредственно у боковой стенки
лотка (отклонения траекторий от вертикали составляли непосредст-
венно под зондом 5.. .8%).
Рис. 2.1. Деформации глинистого грунта под зондом:
а рентгеновский снимок; б — схема смещений грунта, построенная
по снимку
Таким образом, движение дробинок (и, следовательно, частиц
ПРОИСХОДИТ по криволинейным траекториям «вниз и в сто-
ставляющие смевдн^ °™еЧалось’ "Р^^ируют вертикальные со-
отраж^смХиш^ади^^’ «УЛУЧИ Тяжелее ’Т’У1™’ неверно
риментом, при котором лот^б^Л^0 C™T0 контрольным экспе'
in перевернут вверх дном и зонд
82
силы тяжести совершенно не изменился. ™°K "РИ ТаК°М изменении
Другая серия экспериментов была связана с изучением уплотне-
ния глинистого грунта при проникании в него зонда. В этомТХ
ЗОНД все же приходилось обнажать (откапывать), так как точность
других возможных методов оценки плотности-влажности грунта ока-
зывалась недостаточной для решения данного вопроса. Использовался
тот же разборный лоток, заполняемый глинистой пастой различной
консистенции, с коэффициентом водонасыщения равным 1, поверх-
ность грунта пригружалась таким же давлением (40 кПа). Пригрузка
действовала в течение 4 суток до погружения зонда и сохранялась до
конца эксперимента. Зонд погружался в центральной части лотка на
глубину 8... 10 см, после чего грунт лотка разрезался и отбирались
пробы грунта на различном расстоянии от зонда. Принимались скоро-
сти погружения зонда 5 мм/мин и 5 мм/сут. Так как грунт имел коэф-
фициент водонасыщения 1, изменения коэффициента пористости
можно было оценивать по изменению влажности.
Эксперименты показали, что изменения состояния грунта (по-
ристость-влажность) становятся заметными лишь при очень малых
скоростях погружения зонда [76]. На рис. 2.2, а показаны измерен-
ные значения влажности и коэффициента пористости (в виде изоли-
ний) тугопластичной глины вокруг зонда, погружавшегося со скоро-
стью 5 мм/сут.
При такой скорости уплотнение грунта никаких сомнений не вы-
зывало: влажность глины уменьшалась примерно на 0,04 доли едини-
цы, коэффициент пористости - на 0,08. Примерно такие же изменения
наблюдались в мягкопластичной глине (7/. = 0,63). Однако аналогич-
ные эксперименты при скорости погружения зонда 5 мм/мин, что
примерно в 20 раз меньше стандартной скорости зондирования
(1,2±0,3 м/мин), никаких изменений пористости-влажности не выяви-
ли в глинах от полутвердой до текучей консистенции (7д= 0,19... 1,2).
Естественно, что при стандартной скорости изменения плотно-
сти глинистых грунтов будут еще менее вероятными. На рис. 2.2, б
показаны результаты контрольного эксперимента в полевых услови-
ях, в котором использовалась установка С-832. Зонд погружался со
стандартной скоростью 1 м/мин в аллювиальную глину тугопла
стачной консистенции (IL= 0,3), глубина погружения составляла 2 м
после чего зонд откапывался, отбирались пробы грунта (погружею
зонда происходило на расстоянии 0,5 м от бровки вертикального
коса котлована).
6*
83
Рис. 2.2. Изменение состояния грунта под зондом:
а - лабораторный эксперимент - изменения состояния глины (/£ = 0,43) в
лотке при погружении зонда со скоростью 5 мм/сут (в прямоугольном об-
рамлении указана влажность w в процентах, изолинии отображают значе-
ния коэффициента пористости е); б - полевой эксперимент - изменения
коэффициента пористости е водонасыщенной глины под зондом, погру-
женным на глубину 2 м со скоростью 1 м/мин (изменения е показаны
в виде эпюр)
Как видно из рис. 2.2, б, пространственная изменчивость коэф-
фициента пористости носит случайный характер, закономерного его
изменения по мере приближения к зонду не обнаруживается.
84
Таким образом, глинистый грунт ппи зон™™
нс уплотняется, хотя его структур naxnv,™ Р^“‘ии пРак™чсски
циоиной консолидации у тинистых г^у.гтоГпочти исТ’ ФИЛЬТра'
Это заставляет сделать два чисто практическихпР°«в™ются.
зондирования водонасыщенных глинистых трутов гаса'ощихся
Во-первых, груш- при зондировании работает практически в vc
ловиях отсутствия дренажа («закрытая система»), т е. его разруше’-
ние соответствует схеме «неконсолидированно-недреиированный
срез», а его неразрушающис деформации протекают практически без
изменении объема, т.е. в условиях, прямо противоположных ком-
прессионному сжатию.
Во-вторых, при оснащении зонда дополнительной аппаратурой,
измеряющей плотность и влажность, например у-плотномером, ней-
тронным влагомером, не следует опасаться, что проводимые измере-
ния в глинах и суглинках будут сильно искажаться за счет уплотне-
ния грунта. Погрешности таких определений будут иметь совершен-
но иные причины. Некоторые искажения могут возникать в супесях,
но они не будут оказывать большого влияния на оценку механиче-
ских свойств, так как прочность и деформируемость у супесей зна-
чительно меньше зависит от условий действия нагрузок, от скорости
деформаций, чем у глин и суглинков. Еще в большей степени это
относится к пескам, которые могут, по-видимому, существенно уп-
лотняться при погружении зонда. Однако это обстоятельство имеет
еще меньшее значение, так как режим испытаний несвязных грунтов
крайне слабо отражается на получаемых результатах.
2.2. Влияние конструкции и размеров зонда на результаты
статического зондирования
По вопросу влияния диаметра зонда проводилось довольно
много экспериментальных исследований как отечественными, так и
зарубежными специалистами [151, 11, 97, 95]. Данные различных
авторов несколько противоречивы, но в целом они указывают ид
вольно слабое влияние диаметра зонда на получаемые вел.™ны
В интервале значений диаметра 35...80 мм С^Р—
различаются лишь на несколько процентов. увечнчСнием диа-
удельное сопротивление qc несколько СНИ51^ в прОчных грунтах,
метра, причем это снижение наи олес за.\ НИИстр0Я также под-
Многочисленные полевые экспсР1!^1еНТЬ^нес вопрос о влиянии диа-
твердили эти представления [76]. Подробнее вопро
85
n mvMT на сопротивление этого грун-
метра стержня, проникают расчете несущей способности свай по
та рассматривается в разделе о расчете н ущ
ДаНТнас^щееВварёмя вопрос о влиянии диаметра зонда не является
особо Актуальным,так как размеры зондов стандартизированы как в
нашей с^ане, так и за рубежом, и нестандартные зонды применяют-
^олее важным является вопрос о различии результатов, полу-
чаемых стандартными зондами lull типов. Как уже отмечалось,
сопротивление грунта, приходящееся на кожух зонда 1 типа, являет-
ся частью qc- удельного сопротивления грунта под конусом зонда, в
то время как у зонда II типа величина qc отражает сопротивление
только под конусом. Удельное сопротивление грунта по боковой по-
верхности кожуха зонда I типа приблизительно равной — удельному
сопротивлению его по муфте трения зонда II типа. У стандартного
зонда площадь боковой поверхности кожуха составляет 83 см . Учи-
тывая, что в глинистых грунтах величина fs составляет чаще всего
в песках 0,3...!% от величины qc, легко подсчитать, что «до-
бавка» сопротивления кожуха увеличит величину qc в глинистых
грунтах на 8...25%, в песках - на 2...8%. Таким образом, удельное
сопротивление грунта qc под конусом зонда I типа должно быть
большим, чем у зонда II типа, примерно на столько же процентов.
Это обстоятельство проверялось экспериментально путем срав-
нения результатов зондирования установками, оснащенными зонда-
ми I и II типа. В 1969 году в Челябинске институтами НИИОСП,
Фундаментпроект, БашНИИстрой и трестом УралТИСИЗ проводи-
лись сравнительные испытания установок с зондами I и II типов:
С-979, УСЗК и С-832 (рис. 1.27, 2.3, 2.4) [45, 77]. Работы проводи-
лись на площадках с глинистыми и песчаными грунтами (аллюви-
альные, делювиальные и элювиальные отложения). Сравнивались
результаты, получаемые зондами следующей конструкции (рис. 2.3):
— стандартным механическим зондом I типа, используемым в ус-
тановках С-979 (рис. 2.3, а) и УСЗК-З,
стандартным тензометрическим зондом II типа, используемым
в установке С-832 (рис. 2.3, б),
ниии-и»ТеНЗ°МеТрИЧеСКИМ зондом Установки С-832, на который на-
ответствоКОТОРОГ° Т0ЧН° С0'
повторностью (пятикратной,
зондами, располагались (в планер выподняемые разными
) вперемешку. На каждой глубине
86
сравнивались средние значения qc, получаемые зондами, приведен-
ными на рис. 2.3. Такая методика позволяла существенно снизить
влияние неоднородности грунта и других случайных факторов.
Рис. 2.3. Зонды, использованные при сравнительных
экспериментах [45]:
а - механический зонд I типа (с кожухом) установок С-979 и УСЗК-З;
б - тензометрический зонд II типа (без кожуха, с муфтой трения) установки
С-832; в - тензометрический зонд установки С-832 со специальной над-
ставкой, по габаритам точно совпадающей с наконечником зонда С-979
(зонд с кожухом и муфтой трения)
На рис. 2.4 приводятся результаты такого сравнения qc в элюви-
альных суглинках тугопластичной и полутвердой консистенции. На
этом же рисунке показано расположение в плане точек зондирова-
ния, при котором, как упоминалось, обеспечивалась наибольшая ус-
тойчивость результатов к действию случайных факторов.
Как видно из рис. 2.4, полученные результаты полностью под-
твердили упомянутое различие между сопротивлениями qCi полу-
чаемыми зондами I и II типов. В отдельных случаях различия даже
превышали 25%. Наибольшего внимания заслуживает тот факт, что
навинчивание на зонд установки С-832 конуса с кожухом (муфта
трения оставалась прежней) устраняло упомянутое различие, т.е.
значения qc, получаемые установкой С-832, становились практиче-
ски такими же, как и у установок с зондами I типа - С-979 и УСЗК.
Это подтверждало мнение о сопоставимости результатов зондирова-
ния, получаемых механическими и тензометрическими зондами, что
87
в 60...70-е годь^Х^°р2Хй м-
означало, что объяснен у овкаМИ
мыми установкой следует искать г
гг 079 СП-59 и проч.), следуй
(С-979, сп ; у зОнда кожуха,
наличии или отсутствии у
между значениями qc, получас-
1 с механическими зондами
не в способе измерений, а в
Рис. 2.4. Сравнение средних значений сопротивлений грунта
под конусом q„ измеренных зондами I и II типов
(элювиальные суглинки):
а -графики изменений qcno глубине h: 1 — сопротивления qc, измеренные
механическим зондом I типа (зонд установки С-979 - см. рис. 1.21, в), 2 - то
же тензометрическим зондом II типа (зонд установки С-832 - см. рис. 1.22,
е), 3 - то же тензометрическим зондом установки С-832 со специальным
конусом, имеющим кожух;
б - схема расположения точек зондирования в плане: 1 — зондирование зон-
дом I типа установкой С-979, 7’-то же УСЗК-З (зонд I типа, аналогичный
С-979), 2 - то же С-832, 3 - то же С-832 со специальным зондом, имеющим
кожух
В процессе испытаний зондировочных установок выявлялись от-
дельные случаи заклинивания внутренней штанги (штока, передаю-
ческогл ™ИЯ на2<оническии наконечник) в наружной штанге механи-
лись от neTwt™ 0Лучаемые в этих случаях результаты резко отлича-
поэтому обнял Т°В В соседних точках (qc увеличивалось в 2...3 раза),
поэтому Обнаружение и отковка их не представляла проблем.
88
На рис. 2.5 приведены результаты эксперимента, аналогичного
описанному выше, но проводимого в делювиальных песках средней
крупности, плотных, водонасыщенных.
Рис. 2.5. Сравнение средних значений сопротивлений грунта под кону-
сом qc, измеренных зондами I и II типов (делювиальные пески):
1, 2, 3 - то же, что и на рис 2.4, а
Как видно из этого рисунка, различие между удельными сопро-
тивлениями грунта под конусом qc зондов I и II типов в песках тоже
наблюдается, но оно значительно меньше, чем в рассмотренных вы-
ше суглинках.
Таким образом, удельные сопротивления грунта qc под конусом
зондов I и II типов неодинаковы. Очевидно, что в песках таким раз-
личием можно пренебрегать, так как оно составляет лишь 2...8%.
Однако в глинистых грунтах, особенно в мягкопластичных и текуче-
пластичных, необходимо учитывать, что значения qc, получаемые
зондами I типа, вполне могут быть на 15...20% большими, чем у
зондов II типа. По этой причине формулы или таблицы для опреде-
ления по данным зондирования характеристик глинистых грунтов,
несущей способности свай в глинистых грунтах всегда должны быть
привязаны к конкретному типу зонда.
Если о происхождении таких формул ничего неизвестно, вели-
чину qc, определяемую зондом I типа, целесообразно уменьшать «в
запас» надежности на 10...20%. К сожалению, в действующих нор-
мативных документах (СНиП 2.02.03-85*, СП 11-105-97) это обстоя-
тельство игнорируется, что может вводить в заблуждение проекти-
ровщика и приводить к нежелательным последствиям.
89
Сопоставимость Рсз^ подтверждается рядом других экспе-
тензометрическими зондам! > яными и зарубежными СПе.
риментов, выполнявшихся отечс ю г Троф
пианистами. Например, ’ ‘ ых исследовании фирмы «фуг.
приводятся РсзУльта™ ®ых им графиков, результаты зондиро_
ро». Как следует из прив д ичеСкими зондами практически
вания механическими и тензом Р
совпадают. сведения относятся к удельным сопротивле-
Приводимые выш ни в коей мере не распространяются
ниям грунта под. кону т е на общее сопротивление
на «боковые сопр ности зонда Qs и удельное сопротивление
= на муфте трения/. Это несопоставимые показатели, характе-
ХХ^различные объекты измерения - сопротивление грунта на
S “Х или сопротивление только на муфте трения. Подробнее
этот вопрос рассматривается в главе о расчете несущей способности
^"влияние угла заострения конуса зонда на получаемые резуль-
таты подробно изучалось в середине прошлого века. Наибольшее
внимание этому уделяли специалисты, занимающиеся не обычным
глубинным зондированием, а поверхностной пенетрацией, т.е. по-
гружением в грунт конусов (пенетрометров) на глубину, меньшую
их высоты, или же погружением уширенных конусов, диаметр
которых существенно превышает диаметр штанги (типа зондов на
рис. 1.3, в, г). В.Ф. Разоренов [64] приводит результаты большого
количества экспериментов с такими зондами, имеющими углы за-
острения (раскрытия конуса) 20... 120°. Анализируя результаты со-
тен экспериментов, проведенных в различных грунтах, он делает
вывод, что «усилия пенетрации инвариантны по отношению к углу
раскрытия конического наконечника» или по крайней мере мало за-
висят от этого угла.
Эксперименты с «глубинными» зондами-стержнями, у которых
диаметр конуса равен диаметру прилегающей штанги или муфты
трения, давали примерно такие же результаты при углах раскрытия
конуса более 30...40°. Однако при более «острых» конусах влияние
угла раскрытия на получаемые результаты проявлялось довольно
сильно. На рис. 2.6 приведены результаты экспериментов Т. Мур°
мачи [167], показывающие, что при углах раскрытия а более 40
УДелыюе сопротивление грунта под конусом qc практически не зави-
уменыпрУГЛа раскрытия> но ПРИ меньших углах.оно возрастало с
уменьшением а, причем значительно.
90
Рис. 2.6. Влияние угла при вершине конуса (а) на удельное
сопротивление грунта под этим конусом (qc) в слабой глине [167]
Ю.Г. Трофимснков в монографии [81] анализирует кроме приве-
денных выше экспериментов Т. Муромачи результаты ряда других спе-
циалистов, которые также получали аналогичные результаты. Различие
результатов таких специалистов было связано в основном с величиной
угла раскрытия конуса, при котором удельное сопротивление грунта
становилось независимым от этого угла. По данным разных авторов
такими граничными значениями оказывались углы 30°, 60°, 67° и т.д.
В БашНИИстрое, в связи с изучением возможности широкого
применения свай без острия, проводились сравнения результатов
зондирования стандартным коническим наконечником (с углом за-
острения 60°) и «тупым» зондом без заострения (с углом заострения
180°). Использовалась установка С-832 с тензометрическим зондом.
Существенных различий в результатах зондирования выявлено не
было. Под «тупым» зондом (как и под сваей без острия) всегда обра-
зуется грунтовый конус, который движется вместе с зондом (сваей) и
• прорезает изучаемые пласты грунта практически так же, как и заост-
ренный зонд (или свая). Таким образом, при углах а больших 60°
обнаружить какое-либо влияние а на сопротивление qc невозможно.
Наиболее простым объяснением увеличения сопротивлений
зондированию qc с уменьшением угла заострения конуса а у «ост-
рых» конусов (а < 30°) представляется увеличение площади боковой
поверхности конуса и соответственно увеличение поверхностного
трения. Действительно, исходя из чисто геометрических соображе-
ний легко подсчитать, что боковая поверхность «острых» конусов
будет увеличиваться по сравнению с боковой поверхностью конуса
со стандартным углом а = 60° (при том же диаметре основания) сле-
дующим образом:
- при а = 40° - в 1,5 раза,
- при а - 30° - в 1,9 раза,
91
—----------__ i л° _ в 2)3 раза.
Хи С тем, что’«глубинный>> зонд в виде стержня с одИнако
Вым д Зм Wa и ш™ (ИЛ” МУФ РеНИЯ) В0Влскает°в
X зХельно большие объемы грунта, чем поверХно
«метр, Доля упомянутого выше трения в общем сопр^
НИИ грунта qc у зонда-стержня должна быть меньше, чем у поверХНо.
стного пенетрометра. По этой причине и влияние а на 9с у ЗОДда
стержня должно проявляться меньше, чем у поверХностного пенет.
рометра. Учитывая, что В.Ф. Разоренов [64] и у поверХностных Пе.
нетрометров не обнаружил значительного влияния а на qc (при а >
рометра.
1
> 20°), можно считать, у зондов-стержней такое влияние должно
быть очень слабым.
В целом вопрос о влиянии угла заострения конического нако-
нечника на результаты зондирования, как и рассмотренный выше
вопрос о влиянии его диаметра, в настоящее время не является акту-
альным, так как в современной изыскательской практике очень ред-
ко используются нестандартные зонды. В международных же стан-
дартах [121,139] и в межгосударственном стандарте стран СНГ [25],
как уже отмечалось, принят единый угол заострения 60°.
Влияние износа зонда на получаемые результаты рассматрива-
лось многими специалистами, изучавшими точность измерений при
зондировании. Обычно оценивалось влияние износа конической час-
ти (наконечника) зонда и муфты трения. В процессе длительной экс-
плуатации зонда угол заострения его конического наконечника не-
сколько увеличивается (т.е. конус «затупляется», высота его соот-
ветственно уменьшается), при этом поверхность наконечника сгла-
живается благодаря трению о грунт. У муфты трения также проис-
ходит сглаживание поверхности и соответственно уменьшение ее
диаметра.
2 7 приведены результаты исследования Л.Х. Шаапа и
. Цейдберга [167], изучавших изменения размеров стандартного
зонда в процессе его эксплуатации.
Как видно из рисунка, укорочение конического наконечника
iZnv?He ИЗН0Са превысило мм (1585,2 мкм), причем истирание
кпивляпяг^И происходило неравномерно, форма его несколько ис-
очень слабо Н° уменьшение Диаметра основания конуса проявлялось
острения ^)нич^гИВеДеННЫХ ВЫШе пРедставлений о влиянии угла за-
высоты наконечника° Наконечника, можно считать, что уменьшение
вследствие его износа очень мало и им можн
07
невысокие требования к £i^ZTrM,,K№b№
(рис. 2.8). Стандарт СНГ [25] допуск^^
наконечника до 5 мм, а уменьшение его диаметра до 0 3 мм
Рис. 2.7. Изменения размеров конуса стандартного зонда вследствие
его износа [167]:
1 ...б-очертания поверхности конического наконечника, соответствующие
разным стадиям эксплуатации зонда (выделено 6 стадий); размеры даны
в микронах
34,8 мм < dc < 36,0 мм
Шероховатость
поверхности
24,0 мм < hc < 31,2 мм
Рис. 2.8. Диапазоны допустимых размеров конического наконечника,
установленные Международными рекомендациями по технике
испытаний статическим зондированием [139,151 [
Влияние изменений шероховатости поверхности конического
наконечника оказывается более существенным, и его, безусловно,
нужно принимать во внимание. Наиболее подробно этот вопрос изу
чался применительно к поверхностным пенетрометрам, ассма
93
— лпвеохноСТНЫМВ пснстримсграмигследует
вая эксперименты с п Р хноСТИ пенетрометра должна
тать, что шероховатость Р значительно больше
тшармме сопротивления грунха шс5 Чс
на получаемые «> Р дааметр которого равен ад у
"ХеймХы трения или штанги. Это связано с рассмо^
ным вышТобстоятельсгвом, что у пенетрометра зона Деформ
гпунга^очень мала, так как этот грунт легко может выпираться На
Хность, не оказывая большого сопротивления проникании, в
него пенетрометра. Доля «трения» в общем сопротивлении грунта
пенетрации довольно велика.
Стандартный же зонд (зонд-стержень), находясь внутри изучае-
мого пласта, вовлекает в работу значительно большие объемы грун-
та, преодолевая соответственно во много раз большие сопротивле-
н!1я. По этой причине, как уже отмечалось, доля «трения» грунта о
поверхность наконечника зонда в общем сопротивлении грунта у
стандартного зонда намного меньше, чем у пенетрометра. В резуль-
тате влияние шероховатости у стандартного зонда должно прояв-
ляться меньше, чем у поверхностного пенетрометра.
В монографии В.Ф. Разоренова [64] анализируются эксперимен-
ты Н.Л. Зоценко и М.М. Вагидова со ступенчатыми и полированны-
ми пенетрометрами. Во всех случаях сопротивления грунтов прони-
канию ступенчатого зонда оказывались большими, чем аналогичные
сопротивления полированного зонда. В крупных песках эта разница
составляла около 300%, в суглинках нарушенной структуры - при-
мерно 30%. Тем не менее указанное различие оставалось стабиль-
ным при всех рассматриваемых состояниях грунта (использовались
пески и суглинки различной плотности). Эта стабильность сущест-
венно упрощает решение возникающей задачи, так как наличие ше-
роховатости поверхности конуса всегда может учитываться попра-
вочным коэффициентом. При использовании же эмпирических зави-
симостей, связывающих сопротивление зондированию со свойства-
ми грунтов, состояние поверхности учитывается автоматически;
следует лишь иметь в виду, что эмпирические зависимости должны
соответствовать строго определенному состоянию поверхности на-
конечника зонда.
Аналогичная ситуация наблюдается и при износе муфты трения,
торая в процессе зондирования «шлифуется» окружающим грун*
„п ’ тпр еНН° Когда таким грунтом оказываются гравелистые пески
резулыатыЯппЛИНа Влияние износа муфты трения на получаем^
значительно сильнее, чем у наконечника
сопротивление грунта на муфте трения fs отражает
94
только «трение» этого грунта, в то время как удельное сопротивле-
ние под конусом зонда qc отражает процессы разрушающего и нс-
разрушающего деформирования значительного объема грунта ок-
ружающего зонд. Величина/,, измеренная муфтой трения с шерохо-
ватой поверхностью, как правило, будет выше, чем у муфты с поли-
рованной поверхностью, потому что при полированной поверхности
измеряется «трение металла о грунт», в то время как при шерохова-
той поверхности оно ближе к «трению грунта о грунт». Исключения
относятся лишь к глинистым грунтам текучепластичной или текучей
консистенции, в которых адгезия (прилипание частиц грунта к ме-
таллической поверхности муфты трения) оказывается больше коге-
зии (сцепления частиц грунта друг с другом). В них на поверхности
муфты трения образуется пленка прилипшего грунта, которая дви-
жется вместе с зондом, и ее можно видеть при извлечении зонда на
поверхность.
Это обстоятельство было замечено специалистами БашНИИст-
роя еще в 60-х годах, в связи с чем предпринимались попытки соот-
ветствующей модернизации зондов. Муфты трения установки С-832
изготовлялись с цилиндрическими бороздками (пазами), обеспечи-
вающими во всех условиях «трение грунта о грунт» (рис. 2.9). Этому
придавалось большое значение, потому что «трение грунта о грунт»
всегда представляло для специалиста по фундаментостроению зна-
чительно больший интерес, чем «трение металла о грунт».
Рис. 2.9. Характер поверхности муфты трения у зонда
установки С-832 60...70-х годов
Практика показала, что зонд с повышенной шероховатостью
действительно обеспечивает «трение грунта о тру нт» во всех rpyi
(в глинах и суглинках на поверхности муфты трения ооразовывалась
95
»
после извлечения зонда на по- i
_____________ гоХраняв1паясЯ и - точки зрения это решение ,
грунтовая пленка- с пра^ „данным ниже.
Юность),тем «6 „Ь1М поприщ изменеНИЙ п0 глубине удель.
оказалось малоэф4 нЫ графой „ да боковой поверхности (
Нарис. 2.W Р под ^‘даровании одних и тех же
ныхеопротивлен ^.„„ые "₽и ’ зондами, отличающимися
муфты трения Л и глинистых) раз» новый зонд с шеро.
Условные обозначения:
Рис. 2.10. Графики
а-алшоИ₽°ВаШ,И устан°вкой С-Я'П П° ГЛубине погружения зонда Н
дые- б ВИальные глины, преимуи 30НДами с разной поверхностью:
зонд : пескеСТВеНН0 ^гоп^тичные и полутвер-
шеДопЯНДР"Ческими бороз„ “И "Т8аТЫе: 1 - новый шероховатый
ватый зонд (после выпол *** * ~~ ГЛадкии зонд, 3 - изношенным
волнения более 5000 м зондирования)
Как видно из рис. 2.10, износ конуса зонда относительно слабо
сказывался на получаемых результатах, т.е. на значениях 9с, однако
износ муфты трения снижал значения/, почти в два раза.
Абразивная способность грунта оказалась значительно большей,
чем это первоначально ожидалось, поэтому все наносимые бороздки
довольно быстро стирались и через два-три месяца работы зондиро-
вочной установки муфта трения становилась практически гладкой.
В течение этого периода степень износа (сглаживания) поверхности
менялась постепенно и в каждый момент времени она нуждалась в
специальной оценке, что само по себе было непростой задачей. По
этой причине от идеи измерения «трения грунта о грунт» пришлось
отказаться. Предпочтение было отдано гладким поверхностям, кото-
рые хотя и отражали «трение металла о грунт», но обеспечивали ста-
бильность условий измерений, что позволяло за счет тех или иных
поправок обеспечивать получение нужной информации. Принятые в
дальнейшем Международные рекомендации [139] также ориентиро-
вали специалистов на применение гладких зондов.
Практика, однако, показала, что гладкая муфта трения все равно
изнашивается, диаметр ее уменьшается. На рис. 2.11 приведены ре-
зультаты исследования таких изменений муфты трения, выполнен-
ные уже упоминавшимися Л.Х. Шаапом и Х.М. Цсйдбсргом [167].
Диаметр муфты трения уменьшился более чем на 1,5 мм, поверх-
ность се претерпела искривления, что должно способствовать ослаб-
лению ее контакта с грунтом, уменьшению радиального давления
грунта на ее поверхность и соответственно уменьшению удельного
сопротивления грунта на муфте трения fs. По этой причине Между-
народные рекомендации [139] не допускают применения муфт тре-
ния, диаметр которых меньше диаметра основания конического на-
конечника dc. С другой стороны, они ограничивают превышение
диаметра муфты трения ds над диаметром основания конуса dc вели-
чиной 0,35 мм, что должно исключать воздействие на муфту трения
каких-либо усилий, кроме срезывающих. Иными словами, диаметр
муфты трения должен лежать в пределах
dc < ds < dc + 0,35 мм.
Шероховатость поверхности муфты трения в вертикальном на-
правлении г должна лежать в пределах
0,25 цы < г < 0,75 цм.
97
7 Заказ 1141
35,0 35,2 35,4 35,6 mm
Рис. 2.11. Изменения размеров муфты
трения стандартного зонда вследствие
износа на разных стадиях эксплуатации
зонда Ц67]:
очертания поверхности муфты тре-
ния, соответствующие разным стадиям
эксплуатации зонда (выделено 4 стадии)
Размеры и состояние зондов рекомендуется систематически
проверять, на основании чего при необходимости принимать соот-
ветствующие меры (ремонт или замену зонда).
2.3. Влияние методических факторов и условий
выполнения статического зондирования
На результаты зондирования могут оказывать влияние не только
рассмотренные выше особенности применяемого оборудования
(зондов), но и сама методика зондирования, а также условия, при
которых проводятся измерения. К таким факторам методического
характера следует отнести:
- общий принцип определения сопротивлений грунта, т.е. их
измерений в процессе равномерного погружения зонда, измерений в
процессе условного статического равновесия либо при других режи-
мах испытаний;
— скорость погружения зонда (при первом из упомянутых вы п
принципов измерения);
- изгиб штанг зонда;
- температура, при которой производится зондирование;
— стабильность работы измерительных устройств, особенн
электронных, эффективность методов контроля этих устройств и ДР*
по
Общий принцип выполнения зондирования стал объектом изч
чения в связи со стремлением специалистов уменьшить различие^
условиях работы грунта под зондом и под реальным фундаментом
Скорости деформации грунта под зондом на несколько порядков
выше скоростей, возникающих под фундаментами сооружений. Оче-
видно, что поведение грунта, как и любого другого материала, при
быстрых воздействиях не тождественно поведению в условиях его
статического нагружения. Так как изыскателя и проектировщика ин-
тересует поведение грунта именно под фундаментом, предпринима-
лись попытки модернизации зондирования в направлении уменьше-
ния упомянутого нежелательного различия. Например, предлагалось
уменьшить скорость погружения зонда до 2 см/мин или вместо из-
мерений в процессе движения зонда производить его статические
испытания (определять зависимость «осадка-нагрузка») на заданных
глубинах. При таком подходе скорости деформаций действительно
уменьшаются, однако утрачивается главное преимущество зондиро-
вания — его быстрота, возможность выполнения большого числа из-
мерений в минимальные сроки с минимальными затратами. По этой
причине упомянутый подход в «чистом виде» практика отвергла, но
идея измерения статических деформаций нашла свое выражение в
других видах. Во-первых, она стала основой для ряда специальных
методов определения несущей способности свай, предполагающих
погружение в грунт и испытания инвентарных свай малого диамет-
ра, представляющих в определенном смысле аналог зондов (сваи-
зонды, эталонные сваи и проч. [85]). Во-вторых, она породила новые
методы зондирования, нс отвергающие, а дополняющие традицион-
ный подход. В монографии Т. Лунна и др. [149] описываются «дис-
сипационные» испытания (the dissipation test), при которых зонд,
снабженный пьезометром, останавливается на заданной глубине,
после чего регистрируется процесс падения (рассеивания) порового
давления в прилегающем грунте. В песках такое рассеивание проис-
ходит быстро, в глинистых грунтах оно может продолжаться не-
сколько дней (в расчетах рекомендуется ориентироваться на степень
рассеивания порового давления, соответствующую 50%). С помо-
щью таких испытаний определяются в основном фильтрационные и
консолидационные характеристики грунта. По мнению авторов, по-
лезно регистрировать в процессе подобных испытании нс только по
ровое давление, но и удельные сопротивления грунта под конусом
зонда и на его муфте трения. Такие испытания применяются многи-
ми специалистами и накоплен определенный опыт их проведсни
7
99
_____________________ОРГ.К0И реализации ИДЯГЗОНДИрованИя
Т «М шагом В пракги е и деформаций грунта, близкие к
„и Хой №етигаЮХет считав методику БашНИИсгроя Зон.
ПР\ no-видимому. следуе\. по41. Эта методика (без измерений
нуЛ ’ ия «со стабилизацие I применяться с 1962 года. Сущ.
Нового давления) началу Р с определенИем сопротивлений
„ость ее в том, чтопогруЖения зонда в отдельных точ-
груш в процессе равному стабилизирОванные сопротивле-
Z дополнительно да деформаций стремящимся к нулю,
ния, соответствующие скор глубине приводится в со-
При таких испытаниях зи д новесИя с помощью специально-
стояние условного предел №торое схематически представлс-
го устройства в уловке в гидроцилиндры 2> одно.
но на рис 2.12. Насос,, п д _ 3> так чт0 давление в демпфере
временно подает масло иД * с00бщающихся сосудах). При
и гидроцилиндрах одина ( отключается, и штанга
5 о прочее
X——«— "»> ”1»™"’ ” “р’
ния «равновесия» усилий вдавливания и реакции грунта.
Рис. 2.12. Схема узла вдавлива-
ния с устройством для плавного
приведения зонда в состояние
равновесия при зондировании^
«со стабилизацией» установкой
С-832:
1 - анкерные (винтовые) сваи,
2 - гидроцилиндры погружения
зонда, 3 - демпфер с возду*оМ’
4 - рама, 5 — штанга зонда,
б - гидрозажим, погружаюшии
штангу с наконечником,
7 - наконечник зонда
7
Такая методика, фактически представляющая собой испытания
грунта в релаксационно-ползучем режиме, может дать ценную до-
полнительную информацию о виде, состоянии и реологических
свойствах [77, 40, 41] грунта. Как показали исследования [41], ее
можно выполнять установками и не оснащенными специальным
демпфером. Есть и другие нестандартные методики.
Интерес представляют не только сами сопротивления грунта,
измеренные описанным способом, но и их сопоставление с резуль-
татами стандартного зондирования (т.е. при погружении зонда с
постоянной скоростью v = 1 м/мин). Имеется возможность сопос-
тавлений qc и fSi полученных при стандартном зондировании и зон-
дировании «со стабилизацией» в одной и той же точке, на одной и
той же глубине. В качестве примера на рис. 2.13 приведены резуль-
таты сравнения значений сопротивлений грунта зондированию при
погружении зонда со стандартной скоростью и при зондировании
«со стабилизацией» в аллювиальных глинах и песках. Различие
между «стандартными» и «стабилизированными» значениями со-
противлений грунта (qc и fs) представляет полезную дополнитель-
ную информацию об изучаемых грунтах. Оно зависит от литологи-
ческой принадлежности грунта, наличия у него специфических
свойств и проч. В обычных грунтах в пределах одного литологиче-
ски однородного слоя соотношение между «стандартными» и
«стабилизированными» значениями обычно сохраняет стабиль-
ность, но в разных слоях грунта оно может отличаться довольно
существенно. Подробно эти вопросы рассматриваются в после-
дующих разделах.
При проведении зондирования «со стабилизацией» установкой
С-832 зонд приводится в «равновесие» чаще всего через 1 м по глу-
бине, реже - через 0,5 м. При необходимости «стабилизацию» зонда
можно проводить выборочно на отдельных глубинах. Наиболее ин-
тенсивная часть процесса «стабилизации» обычно длится несколько
минут (в песках «стабилизация» происходит быстрее, чем в глини-
стых грунтах). На практике момент достижения условной «стабили-
зации» часто устанавливается визуально по характеру кривых qci\f
на диаграммных лентах - отсутствие изменений в течение 1 минуты
принимается за стабилизацию.
Применение зондирования «со стабилизацией» сравнительно
мало снижает производительность зондировочной установки, когда
таким способом выполняются только отдельные «точки зондирова-
ния», а основная их часть производится стандартным способом.
101
0 4 8 12 16 20 24 ду,МПа
Рис. 2.13. Сравнение сопротивлений грунта при погружении зонда со
скоростью V- 1 м/мин (обозначения q„fvприняты для простоты без
индексов с и s) и при зондировании «со стабилизацией» (дст, /ст):
а- сравнение удельных сопротивлений под конусом зонда в глинах; б-то
же удельных сопротивлений на муфте трения; в - сравнение удельных со-
противлений под конусом зонда в песках; г - то же удельных сопротивле-
ний на муфте трения (пунктиром показаны линии полного совпадения
сравниваемых величин, т.е. q„= qv и f„= fv)
fnbi изучалось многими отечесг ** 30н&а на получаемые резуль-
поосИ Перечень ОДних лишь (Ьам^”™*1*1 И заРУбсжными спсциали-
св И Публнковавших в течени ИЛИИ автоРов> изучавших этот во-
своих исследований, занял быТ П°СЛедних 40...50 лет результаты
SnCb °63ОРЫ " обобщен^ J МеНее ДеСятка Неоднократно
во мног₽И°Д & чаегности, в нашр“°ПЛеНН0Д инФ°Рмаиии за тот или
-----..... М01,огРафиях, связан И СТране такис обзоры приводились
ногРафию 60 х гл ‘ ’ --- ”ЫХ С° СТаТИЧеским зондированием,
- и лн
исслеДОваадй> -------- _
иной певипп в Нее Десятка строк. Неоднократно
Во ** ^^CTj^ooy*
ВЫх°Дивших во°Г₽а^,?х’ связанныхС?5аПе ТЭКИе обзоРы приводились
НогРафию 6(1 у ВТ°Р°й п°ловине Yv ° СТатическим зондирований
кова и Л.ц Rnro^ ГК. Бонда пи ним можно отнести мо-
Ю Г М» »7J, Й"' 11 - Ю Г- т^“"
НК0Ва 196]ИДр <И- Вронского [105], в 90-е годы'
В целом, несмотря на противоречивость некоторых результатов
накопленная обширная информация указывает на относительно cS
(исключая реологичные тру.пы) влияние скорости погружения зонда на
результаты зондирования. При возрастании скорости от 0,1 м/мин до
3 м/мин (0,17...5 см/с) обычно наблюдалось некоторое увеличение со-
противлений зондированию qCi fs, Qs, но у большинства авторов оно не
превышало 10...20%. При этом получаемые результаты носили неус-
тойчивый характер и характеризовались большими «разбросами».
Влияние случайных факторов (неоднородности грунта, погрешно-
стей измерительной аппаратуры и проч.) зачастую оказывалось сильнее
изучаемого влияния скорости погружения зонда, в связи с чем многие,
выявленные рядом авторов, закономерности нс выглядят убедительны-
ми. Практика показывает, что даже в литологически однородных грун-
тах сопротивления qc и f, в соседних точках, удаленных друг от друга
лишь на 30...40 см (на одинаковой глубине), могут различаться на
10...20%. Если исходить из того, что влияние скорости зонда выража-
ется в изменениях qcMfs (или Qs) лишь на несколько процентов, стано-
вится очевидным, что без должной повторности измерений получаемые
закономерности зачастую оказываются фиктивными, лежащими в пре-
делах точности эксперимента. Зависимость результатов зондирования
от скорости погружения зонда может правильно отражать только сред-
ние значения сопротивлений qcifs (или Qs), получаемые по нескольким
однотипным измерениям (по нескольким точкам зондирования).
В качестве примера соблюдения этого условия можно привести
результаты, полученные В.Г. Кэмпом [174, 81], эксперименты которо-
го проводились в очень широком диапазоне условий (на суше, на
шельфе), причем на каждой скорости выполнено по три зондирова-
ния. Изучались изменения сопротивлений зондированию qc^fs в пес-
ках (мелких, средних и крупных) при очень широком диапазоне изме-
нения скоростей погружения зонда 0,2; 1,0; 10; 20; 100 мм/с (0,012;
0,06; 0,6; 1,2; 6,0 м/мин). Использовался зонд конструкции Фугро.
Зондирование велось до глубин 8,5 м, уровень подземных вод (на су-
ше) находился на глубине 1 м, т.е. пески были насыщенными водой.
В табл. 2.1 приведены отклонения сопротивлений, полученных при
зондировании с различными скоростями (для упрощения они обозна-
чены дуи/убез индексов с и s), от аналогичных сопротивлений qciifit
соответствующих стандартной скорости 20 мм/с (1,2 м/мин). Как вид-
но из табл. 2.1, даже при очень большом изменении скорости погру-
жения зонда (100/0,2 = 500 раз) максимальное возрастание удельных
сопротивлений песков под конусом составило лишь 10,1 о, удельнь.
сопротивлений на муфте трения — 29%.
103
«топлений зондированию песков при скоростях
Отклонения сопротиш 6 0 М/Мин от аналогичных
погрркения зонда СКорости V= 1,2 м/.мин (174
сопротивлении qc и/» Р
-—" Отклонения
Скорость погружения зонда, мм/с (м/мин)_______ ' 0.2 (0.012) ~ 1.0 (0.06) “ Го (0.60) под конусом (2^^Ж% ' --10,1 -4,8 _ _2_ на муфте трений fsi % -29,0
-1,6 ±5,0
эп /1 70) ±0,0 ±0,0
XV \ 1 _ 100(6.0) ±5,3 +1Q ~
Большой объем исследований влияния скорости погружения зон-
да в глинистых грунтах и заиленных песках проводился в 60...80-е
годы специалистами БашНИИстроя. На рис. 2.14 приведены зависи-
мости сопротивлений различных грунтов зондированию от скорости
погружения зонда, полученные И.Б. Рыжковым и В.М. Ениксевым
[34]. Эксперименты выполнялись с пятикратной и даже десятикрат-
ной повторностью измерений. При этом точки зондирования, прово-
димые с разными скоростями, располагались (в плане) вперемешку,
подобно тому, как размещались точки зондирования разными зонда-
ми на рис. 2.4, б. Сравнению подвергались средние значения qc и fs
при каждой скорости.
Как видно из рис. 2.14, при увеличении скорости от 0,1 до 2 м/мин
(т.е. в 20 раз) сопротивления qc в большинстве случаев либо совсем не
возрастают, либо возрастают на несколько процентов. Сопротивления
на муфте трения fs возрастали сильнее. Наибольшее возрастание на-
блюдалось у сопротивлений на муфте трения fs в полутвердых глинах
и суглинках. В обоих случаях основная доля возрастания^- проявилась
при ci юростях менее 0,5 м/мин. В слабых грунтах возрастание qc 11Л
гл ктически отсутствовало. Следует, однако, отметить, что даже при
начительной повторности измерений в приведенных на рис. 2.14
вилимпмВСе равно чУвствУется влияние случайных факторов. По*
еще большаТповтор46111151 б°ЛСе ЧеТКИХ зак°н°мерностей необходим3
вают что исследований по данному вопросу показы-
крайней мере до 1Т М0ЖН0 с дов°льно высокой скоростью, по
тяжении послеnuwv МИН> НС опасаясь больших искажений. На про-
последних десятилетий это обстоятельство получало все
104
большее признание как в отечественной, так и зарубежной практике.
Если в 50-е годы специалисты предпочитали медленное погружение
зонда со скоростью, исчисляемой несколькими сантиметрами в ми-
нуту (в частности, М. Бюиссон в 1953 году рекомендовал скорость
не выше 2 см/мин [1 ]]), то в 60-е и в начале 70-х годов зондирование
в большинстве стран уже велось со скоростью 0,5 м/мин. Ныне дей-
ствующий ГОСТ 19912-2001 [25] и международные нормативные
документы [121, 139] устанавливают скорость погружения зонда
1,2±0,3 м/мин (2±0,5 см/с), т.е. допускают ее принимать в довольно
широком интервале - от 0,9 до 1,5 м/мин.
К, м/мин
Г, м мин
Рис. 2.14. Зависимость сопротивлений грунта под конусом зонда (qc) и
на муфте трения (Д) от скорости погружения зонда (Р):
а - результаты экспериментов по изучению влияния К на qc\ б-то же V на
fs} 1 - аллювиальные глины тугопластичные (Уфа), 2 - аллювиальные гли-
ны и суглинки полутвердые (Уфа), 3 - лессовидные суглинки твердые
(Львов), 4 - лсссы твердые (Херсон), 5 и б - аллювиальные пески мелкозер-
нистые, заиленные, обводненные (Уфа), 7 - аллювиально-делювиальные
суглинки мягкопластичныс (Уфа)
105
Исходя КЗ прИв-. характера? чтово многих слуЧа
н0 сделать вывод "^“^„рование и со скоростями, превЫЩа[о
допустимо производить 3 что это следует делать с разумной ос.
шими ‘^н^^ые условия, местный опыт, Нади.
чие компетентных характера, вытекающий из рас.
Другой вывод. _Р атов, СВЯзан с представлениями о работе
смотренных выш часть специалистов> особенно
1ру,нта Т пытаются рассматривать поведение грунта под зондом с
позипий'теории «порового давления». Согласно этой теории повьь
S порового давления должно приводить к уменьшению эффек.
тавных напряжений и соответственно снижению прочности грЖа
(уменьшению его сопротивления сдвигу). С увеличением скоростей
деформаций поровое давление должно возрастать, т.е. более быстрое
погружение зонда должно вызывать в грунте более высокое поровое
давление. Такое повышение порового давления должно снижать
прочность грунта, что должно выражаться в уменьшении сопротив-
ления этого грунта прониканию зонда. Иными словами, согласно
теории порового давления увеличение скорости погружения зонда
должно уменьшать сопротивление изучаемого грунта как под кону-
сом, так и на боковой поверхности муфты трения (или штанги). Фак-
ты, однако, свидетельствуют об обратном: возрастание сопротивле-
ний qcu fs при увеличении скорости зондирования является общей
тенденцией, наблюдающейся даже в песках, где применимость тео-
рии «порового давления» обычно не вызывает сомнений. Таким об-
разом, при разрушении грунта под зондом возникающие в нем ско-
рости деформаций таковы, что преобладают процессы вязкого со-
противления скелета, а не процессы фильтрационного уплотнения
(и соответственно упрочнения) этого грунта. С реологической точки
зрения грунт ведет себя как «тело Бингама», в котором, как известно,
напряжения функционально связываются не с деформациями, а со
коростями деформаций. Все это означает, что традиционные пред-
полТният*1 ° Р°ЛИ порового Деления при разрушении грунта плохо
зондировании °ПИСаНИЯ пР°Дессов, происходящих при статическом
при исполюовТниимХв^ т°Нд г Заслуживает особого внимания
измерительная аппарат^ (см‘ разд’ 1Л>- При такИХ 3 ~
ние грунта под кониг<УР ’ регистРиРУЮщая удельное сопротивл
боковой поверхности зонда^ И общее сопротивление грунта иа
располагается на поверхности в
различных динамометрических устройств. Она измеряет усилия в
зоне узла вдавливания штанги, на которые неизбежно влияют вели-
чина и характер изгиба штанг (внутренней и внешней).
Особое беспокойство у многих специалистов вызывает изгиб
внутренней штанги, передающей усилия на конус зонда. В.И. Фер-
ронский [105], изучавший этот вопрос, отмечает, что погрешности,
обусловленные взаимным трением внутренней и наружной штанг,
носят весьма неопределенный характер, которые очень трудно оце-
нить количественно. Сопротивляемость внутренней штанги попе-
речному изгибу невелика и действующие в ней осевые усилия даже
при небольших глубинах могут превосходить критическую нагрузку,
т.е. вызывать рост поперечных деформаций. Форма изгиба штанги
может быть разной - с одной полуволной или несколькими, силы
трения между внутренней и наружной штангами также могут разли-
чаться в зависимости от гладкости их поверхности, от возникающих
усилий. Очевидно, что возможность изгиба и соответственно воз-
никновения погрешностей измерений qc возрастает с увеличением
расчетной длины штанги, т.е. глубины зондирования.
В значительной мере описанные факторы проявлялись при срав-
нительных испытаниях зондирующих установок в Челябинске [45],
рассматривавшихся в разделе 2.2. В частности, в процессе испыта-
ний проявлялся случайный характер возникновения упомянутых по-
грешностей. В одной из «точек зондирования», выполненной зондом
I типа на глубине 4 м, сопротивление под конусом qc скачкообразно
повысилось в 2...3 раза и сохранялось таковым до окончания зонди-
рования (до 8 м). В соседних точках этого не наблюдалось, хотя
ближайшие точки были удалены от упомянутой всего на 0,6 м.
Изгиб наружной штанги также представляет нежелательное яв-
ление, так как он искажает определяемые сопротивления грунта на
боковой поверхности зонда Qs и способствует увеличению изгиба
внутренней штанги, т.е. увеличивает погрешности определения qc.
Кроме того, изгиб наружной штанги искажает глубину погружения
зонда (если об этой глубине судить по длине заглубленной части
штанги). Чем больше изгибается штанга, тем фактическая глубина
наконечника зонда будет меньше длины заглубленной части штанги.
В.И. Ферронский [105] приходит к выводу о необходимости от-
каза от зондов с измерительной аппаратурой, располагаемой на по-
верхности, и перехода на зонды с «призабойными» датчиками, рас-
полагаемыми в зонде, т.е. считает целесообразным оценивать меха-
нические свойства грунтов только зондами II типа. Такое же мнение
высказывают и ряд других специалистов, но существует и иная точ-
107
----—------------
-— ЫяпоимерЗ^- IVVLocth изыскании наличие в страНе
ка3р€НЙЯ‘оНбесдачения *7” менее пяти), в том числе с механи.
уСЛ°ВИ!т типов установок (н элекгрическими (II типа). По.
в ™с по—
РаТопасностью недопустимых" ?ипа опасность влияния на резуль.
Н0И Пда истюльзовании к0 снижается. Датчики, распо-
зондирования изгиба пи я в зоне минимальных Юги.
Ценные внутри « °Kn03TOMy не должны зависеть от ее изги-
баюШих моментов 1 и завышения глубины погружения
бов Однако сохраняется о в определеннои мере искажения
зонда и опасность "°^пных грунтах, т.е. при различной сопро-
могут возникать в анизотро д горизонгалЬном направлениях,
тивляемости грунта в верти больших отклонениях, кото-
Однако это возможно ли не встречаются .
рые при глубинах 10-1:> м F от вертикали подробно
Вопрос о 7р“« » Дж-V. Д— IW И. ОС
исследовался Х.С. Ван ДР гр т ппощадках среДние значения
»»»»""“’ Т“”": 20
глубина погружения зонда, м
среднее отклонение, м большие отклонения (более
Как видно из приводимых датi , ПОГружения зонда.
1 м) характерны только для зн™" я 30НДа по длине заглублен-
Если оценивать глубину грУ бается и ОТКЛоняется от вер-
ной части зонда, штанга которо ошибки в оценке этой
тикали, то, как уже отмечалось, возможны ош образуются
глубины (т.е. ее завышение). На рис. 2.15 показа ,
40
’Встречающиеся в отечественных публикациях 80...90-х годов
ния о возможности очень больших отклонении зонда на глубине не
метров основаны на одном недоразумении. В 1970 году во время засе ^еН0Б
стоянно действующей комиссии по статическому зондированию один из ва.
комиссии рассказал в качестве анекдота эпизод о том, как во время зо
ния установкой С-832 им якобы был обнаружен вылезающий из земли з0^^йЧ11е
шутка в последующие годы удивительным образом стала приобретать °
объективного факта. Эпизод (в несколько смягченном виде) поСтеПеН^пециЗ'
упоминаться как известный факт, причем не только в частных беседах .
листов, но и в выступлениях на конференциях и даже в некоторых моногр ч-
90-х годов.
такие погрешности [151], и видно, что при больших глубинах по-
грешности могут быть очень большими. Так, согласно рис 2 15 при
длине заглубленной части зонда 35 м фактическая глубина его по-
гружения составила лишь 29 м, т.е. оказалась на 6 м меньше Оче-
видно, что при таких больших глубинах зонд обязательно должен
быть оснащен инклинометром, по показаниям которого можно про-
изводить перерасчет глубин. Однако при небольших глубинах по-
грешности будут очень малы. Легко подсчитать, что при глубине
погружения зонда 10 м (т.е. при отклонении конуса от вертикали по-
рядка 0,35 м) фактическая глубина зонда может быть занижена не
более чем на 1.. .2 см.
Рис. 2.15. Схема, показывающая образование погрешностей
в оценке глубины погружения зонда (по данным Д. Бруцци
и М. Баттаглио |151]):
qc - удельное сопротивление грунта под конусом, h - глубина;
1 — график изменения qc по глубине без учета отклонения зонда от вертика-
ли, 2 - то же с учетом фактической глубины зонда (на основе пересчета по
показаниям инклинометра)
Естественно, что определенное значение имеет жесткость штан-
ги. В частности, жесткость сплошной штанги (нижнее или верхнее
звенья штанги зонда установки С-832) несколько выше, чем у со
109
г состоящих из стыкуемых друг с другом звеньев
ставных штанг, с°”чине ОТКЛОнения сплошных штанг (При
ной 1...2 м. По этой "Р ны быть меньше, чем составных,
чих равных У^Уонеобходимости использования инклином^
В навещаться в зависимости от конкретных условии, от требуеМой
должен Ре“а™ По МНению Т. Лунна и др. [151], для больший-
можно считать допустимым использование зоцда без
Хном^ра, если глубина зондирования не превышает 15 м.
Влияние температуры на результаты зондирования изуча-
лось в основном применительно к тензометрическим зондам, осо-
бенно при наличии в них пьезометров. Применительно к механиче-
ским зондам I типа такой вопрос особых дискуссий не вызывал, так
как используемые в них динамометры и манометры обычно приспо-
соблены для работы в широком диапазоне температур. Как уже от-
мечалось выше, у таких зондов проблемы создают совершенно дру.
гие их недостатки.
Современные датчики тензометрических зондов в целом доста-
точно точно отражают интервалы изменения напряжений при различ-
ных температурах. Однако проблемы создает температурный «дрейф»
нулевых показаний, т.е. температурные смещения показаний датчиков
при отсутствии нагрузок. Смещение нулевых показаний практически
означает смещение всей измерительной шкалы (т.е. возникновение
систематической погрешности). По этой причине использование дат-
чиков обязательно должно предусматривать либо автоматическое вве-
дение поправок на температуру, либо компенсацию температурных
воздействий (термокомпенсацию). Наиболее распространенным спо-
собом является «схемная термокомпенсация», при которой датчики
функционируют таким образом, что их температурные погрешности
взаимно компенсируются. Такое решение, например, реализовано в
зонде установки С-832, где система датчиков (как конуса, так и муфты
трения) выполнена в виде электронных мостов. В настоящее время та-
кой подход принят во многих типах тензометрических зондов.
Рактика показывает, что по мере износа используемой системы
гла вДтпйИы°В ИХ У5ГОЙЧИВОСТЬ к температурным воздействиям все-
систематичеЛи“Н°И Мере снижается- По этим причинам требуется
туры тензометпичК°НТРОЛЬ качества Работы измерительной аппара-
поверку нулевых nnv п°сле окончания зондирования проводи
щая особое внимание Те“30измерительн°й аппаратуры, обра-
ся поверка, была такой ’ ТОбы темпеРатура, при которой ДеЛ
’ как и в толще изучаемого грунта.
Согласно исследованиям М.Л. Поста и X. Неббелинга [160]
температурные погрешности тензометрических зондов сравнитель-
но невелики. Для зондов типа Фугро, с которыми они проводили
эксперименты, изменения температуры окружающего грунта
на ±5° вызывали изменения сопротивлений грунта под конусом qc
на ilO кПа. Наибольшая температурная погрешность в их экспери-
ментах составила 130 кПа. По этой причине в песках температурные
погрешности существенных осложнений создавать не должны,
так как сопротивления таких грунтов под конусом qc чаще всего
исчисляются десятками мегапаскалей, поэтому температур-
ные погрешности в них будут составлять доли процента. Однако в
грунтах с низкими сопротивлениями зондированию, в первую
очередь в слабых глинистых грунтах, влияние температуры заслу-
живает внимания, так как оно может заметно искажать сопротивле-
ния грунта. Авторы обращают особое внимание на возможности
возникновения значительных погрешностей при переходе зонда
из песчаного пласта в глинистый. В маловлажных песках темпера-
тура поверхности зонда может повышаться (из-за трения
песчаных частиц о поверхность зонда) более чем на 30 °C. По этой
причине они рекомендуют после прохождения песка, при входе
в глинистый слой делать остановку зонда, так чтобы его температу-
ра успела понизиться до температуры окружающего глинистого
грунта.
Аналогичным образом решаются и вопросы защиты от темпера-
турных воздействий пьезозондов, т.е. зондов, снабженных пьезомет-
рами. Температурные воздействия в таких зондах также должны
преодолеваться (уменьшаться) либо путем автоматического введе-
ния поправок на температуру, либо путем «схемной» термокомпен-
сации. В последнем случае датчики порового давления устанавли-
ваются так, чтобы происходила компенсация температурных воздей-
ствий, т.е. температурные погрешности различных датчиков взаимно
компенсировались.
Стабильность работы измерительной аппаратуры заслу-
живает наибольшего внимания применительно к тензометрическим
зондам. При использовании механических зондов погрешности
обычно связаны не столько с работой измерительных приборов
(динамометров, манометров), сколько с конструкцией зонда в це-
лом (изгиб, заклинивание его штанг или других элементов). У тен-
зометрических же зондов работа измерительной, аппаратуры явля-
ется основным фактором, определяющим качество получаемых ре-
зультатов.
111
Сгабильность-рто^жс^ва факторов. Кроме уже рассмотрев
СКИХ теХрадаго воздействия на результаты могут влиять
”0Г° XS герметичное™ наконечника зонда), проникающие в
(при нарушенш Р наконечника, различные повре»
Z“Z » о™——
НИЯ таких зондов, условия их эксплуатации и степень физического
№Н Аппаратура установок с тензометрическими зондами, как пра.
вило работает с большой нагрузкой в сложных условиях. Поэтому
несмотря на все достоинства современной тензометрической аппара-
туры, сбои в ее работе полностью исключить невозможно. Естест-
венно, что манометры или динамометры в механических или гид-
равлических зондах также могут давать дефектные показания. По
этой причине отечественные и международные стандарты [25, 121,
139] требуют систематического контроля точности измерительных
устройств у любых зондов.
Манометры и динамометры механических зондов должны
систематически проходить стандартный метрологический кон-
троль. В международных нормативных документах [121, 139] ука-
зано, что манометры должны проходить поверку не реже чем через
6 месяцев.
Для тензометрических зондов такой контроль реализуется в
форме периодического тарирования (калибровки) измерительной
аппаратуры. Процедура тарирования состоит в сравнении показаний
измерительной аппаратуры зонда с «контрольными» нагрузками на
зонд, создаваемыми, например, с помощью вдавливающей системы
зондировочной установки и замеряемыми динамометрами или
другими приборами, не зависящими от измерительной аппаратуры
зонда.
Тарирование может производиться в полевых или лабораторных
условиях. В первом случае нагрузка на зонд создастся самой зонди-
ровочной установкой, причем зонд не погружается в грунт, а упира-
ется в специальное приспособление через динамометр. В процессе
тарирования нагрузка ступенчато возрастает или убывает. Показания
динамометра (F) сравниваются с показаниями измерительной аппа-
ратуры зондировочной установки (77), на основании чего строится
тарировочная кривая «77 ~ F» и регулируется измерительная аппара-
тур ~ ычно тарировочная линия представляет прямую 77 = в
р и после регулировки аппаратуры ка становится равным 1 •
112
В лабораторных условиях зонд проверяется отдельно от зонди-
ровочнои установки, нагрузка на него создается с помощью специ-
альных гидродомкратов. На рис. 2.16 в качестве примера приведен
общий вид тарировочного устройства, применяемого голландскими
фирмами, приспособленного как для полевых, так и для лаборатор-
ных условий [96].
Рис. 2.16. Устройство для тарирования измерительной аппаратуры
зондов, применяемое голландскими специалистами
В отечественной практике тарирование производится, как пра-
вило, в полевых условиях.
Отечественные и международные стандарты [25, 121, 139] тре-
буют проведения тарирования аппаратуры зондов не реже чем через
три месяца.
Как уже отмечалось, основная проблема возникает в результате
смещения «нулевых показаний», создающих систематические по-
грешности измерений. Кроме того, погрешности могут быть обу-
словлены нелинейностью связи показаний шкалы прибора (77) и фак-
тических нагрузок (Г), отличием от 1 углового коэффициента ка та-
рировочной (калибровочной) кривой П = kaF. Упомянутая нелиней-
ность и искажение наклона тарировочной кривой, т.е. «ошибки ка-
либровки» (ка Ф 1), обычно являются следствием проникания в нако-
нечник зонда влаги пли частиц грунта.
Многолетний опыт применения установки С-832 показывает, что
характер нарушений работы тензодатчиков имеет свою специфику (по
крайней мере применительно к конкретному типу тензодатчиков).
Например, дефектные результаты измерений практически не встрсча-
8 Заказ 1141
113
ются как единичные («выскакивающие») значения, они всегда охва.
тывают большой диапазон глубин - всю глуби^ зондирования в ка-
кой-либо одной или в нескольких точках. Общий характер изменений
сопротивлений дси/по глубине при этом обычно сохраняется.
В работе Л.Х. Шаапа и Х.М. Цейдберга [167] приводятся резуль-
таты выборочной проверки стабильности работы тензометрических
зондов фирмы Фугро (из 150 имеющихся у фирмы зондов они про-
верили 6). Проверка каждого зонда проводилась после 75 зондиро-
ваний на глубину 20 м, причем тарирование выполнялось до начала
проверки и после 75 зондирований. Проверка показала, что погреш-
ности измерений составляли 2...3%. Главными источниками по-
грешностей авторы считают смещение нулевого отсчета и «ошибки
калибровки» (ка Ф 1). Для снижения этих погрешностей необходимы
постоянный контроль и очистка наконечников зондов.
Примерно такие же погрешности измерений обнаруживались у
зонда установки С-832.
Практика, однако, показывает, что фактические погрешности
при зондировании больше погрешностей, обнаруживаемых при та-
рировании измерительной аппаратуры. Сложные условия работы
тензодатчиков в грунте неизбежно увеличивают возникающие по-
грешности. По этой причине ГОСТ СНГ [25] дифференцированно
подходит к установлению погрешностей при измерении приклады-
ваемой нагрузки, т.е. при «обычном» тарировании и при измерении
сопротивлений грунта в процессе зондирования. При измерении
прикладываемой нагрузки допустимой погрешностью считается 5%
от прикладываемой нагрузки, а при измерении показателей сопро-
тивления грунта 10% (но не более 5% максимально измеренного
значения). Тем не менее оценка погрешностей измерения сопротив-
лений грунта представляет технологически весьма сложную задачу.
В условиях реальной неоднородности грунта такая оценка возможна
лишь путем сравнения средних значений qc и fS) получаемых при
многократном зондировании небольшого участка различными зон-
дами - проверяемыми и эталонным. При этом точки зондирования
должны размещаться в плане вперемешку на небольших расстояниях
друг от друга, т.е. по принципу, показанному на рис. 2.4, б. В лабо-
раторных условиях такая проверка также затруднительна, так как
для нее должен использоваться специальный лоток с грунтом, одно-
родность которого должна быть очень высокой, что практически
достигнуть чрезвычайно трудно. По этой причине на практике, как
правило, ограничиваются контролем в форме описанного выше
«обычного» тарирования.
114
2.4. Тсоретмческ.я .„тр„рстацт
3«.И.,р«,.„т „ ..................
грунта
2.4.L Эмпирические и теоретические зависимости
в практике статического зондирования
Значительная часть специалистов-практиков, особенно зарубеж-
ных, считают статическое зондирование чисто «эмпирическим мето-
дом», теоретическая интерпретация которого малоперспективна. Такой
подход по-своему логичен, если учесть, что за последние десятилетия
достижения в сфере теоретического изучения зондирования представ-
ляются весьма скромными по сравнению с прогрессом, достигнутым в
области создания оборудования для зондирования, в совершенствова-
нии методики его проведения. Однако невнимание к теоретическим
вопросам использования зондирования негативно влияет на эффектив-
ность его практического применения. Неясность представлений о фи-
зической сущности процессов, происходящих под зондом, затрудняет
понимание получаемых результатов. Это со всей очевидностью прояв-
ляется при использовании зондирования в комплексе с другими мето-
дами, особенно когда между получаемыми результатами возникают
противоречия. Ориентация на чисто эмпирические зависимости созда-
ет дополнительные проблемы, так как специалисту приходится всякий
раз решать вопросы о применимости той или иной эмпирической зави-
симости к конкретным грунтовым условиям, если в них ранее зонди-
рование не применялось. При этом ориентация на местный опыт и
«инженерную интуицию» молчаливо предполагает наличие очень
опытных специалистов в данной сфере, что в условиях массового при-
менения зондирования далеко не всегда реально.
В практической работе изыскателей всегда желательно четко
нормированное использование любых методов испытаний грунтов с
едиными правилами их проведения, едиными формулами или табли-
цами интерпретации получаемых данных. Если же многообразие та-
ких формул преодолеть невозможно, то должна быть по крайней ме-
ре четкая и логичная система их использования.
Применительно же к статическому зондированию выполнение
таких условий наталкивается на серьезные затруднения. Эмпириче-
ские зависимости между результатами зондирования и стандартны-
ми характеристиками грунтов, получаемые в отложениях разного
литологического типа (пески, глины и т.д.), или даже одинакового
8*
115
литологическое — Q разлпчаться. ьшастностигв Moil -
морские и т.д.)> м0ГУу вышедшей еще в 1975 году, приводят '
фин М.А. СолодаХ^пй отечественных авторов, связывай Я
24 эмпирические фор. У пад конусом зонда (9с)с м
сопротивление p^i W в ра6оте Р.С. Зиангирова и В.И Ка
деформации» е р одной лишь Москвы приводятся 8 эм'
широкого [38]дл РР оп ения Модуля деформации.
ПИРН«а^о предпринимавшиеся в XX веке попытки установлю
ния Х-либо единых теоретических закономерностей, отражаЮ1Цих
Хю связь результатов зондирования со свойствами трунтов, „е Дали
оттатов, которые существенно бы повлияли на практическое при.
менение этого метода. До настоящего времени в использовании стати-
ческого зондирования преобладает эмпиризм, проявляющийся намного
больше, чем при использовании любых других методов испытаний
трунтов. При этом затруднения создает не столько многообразие эмпи-
рических формул, сколько отсутствие системы в их использовании, не-
достаточная ясность их достоверности и областей применения.
В монографии Т. Лунна и др. [151] делается попытка упорядоче-
ния имеющихся сведений о достоверности определения различных
свойств грунта по данным статического зондирования. Приводятся
результаты анализа большого фактического материала, связанного с
определением различных характеристик грунта по данным зондирова-
ния (12 характеристик). Для каждой характеристики предлагается рей-
тинг применимости (applicability rating) ее определения по данным ста-
тического зондирования. Шкала включает 5 уровней: 1) высокая дос-
товерность (high reliability), 2) промежуточная между высокой и сред-
ней, 3) средняя (moderate reliability), 4) промежуточная между средней
и низкой и 5) низкая (low reliability). Наиболее достоверным считается
определение прочности грунта su (сопротивления срезу, в отечествен-
ных публикациях обычно обозначаемое т) без разделения этой прочно-
сти на два параметра (ср и с); для глин ей соответствует первый и вто-
рой уровни достоверности (высокая достоверность и промежуточная
между высокой и средней). Определение угла внутреннего трения ((р)
для глин отнесено к третьему и четвертому уровню достоверности
(средняя и промежуточная между средней и низкой), для песков опре-
деление ф отнесено ко второму уровню. Удельное сцепление (с) не
упоминается. Определение деформационных характеристик считается
пР°НеДурой, особенно для глин. Модуль деформа-
пактепигты^ЛЬ СДВИга и Ряд нестандартных деформационных ха-
для глин отнесены к четвертому и пятому уровню, ДлЯ
116
песков - ко второму-чствсртому уровням. Плотность сложения песков
отнесена ко второму и третьему уровням. Коэффициент фильтрации
глин отнесен ко второму-чствсртому уровням, коэффициент консо-
лидации - ко второму—третьему, чувствительность (тиксотропность)
глин - ко второму-третьсму уровням и т.д.
Приводимая классификация в значительной мерс условна. Легко
привести примеры, не вписывающиеся в предлагаемую схему. В ча-
стности, во многих регионах нашей страны по данным статического
зондирования довольно успешно определяются характеристики, ко-
торые по Т. Лунну и др. [ 151 ] плохо поддаются оценке этим методом
(например, <р, с, Е глинистых грунтов). Этому способствует россий-
ский нормативный документ по инженерно-геологическим изыска-
ниям [92], содержащий соответствующие таблицы, также получен-
ные на основе анализа обширного фактического материала.
Для того чтобы привести в более полную систему имеющиеся
представления о связи зондирования со свойствами грунтов, целесо-
образно подробно проанализировать основные направления теорети-
ческого решения этого вопроса.
2.4.2. Типичные математические модели статического
зондирования
Как отмечалось в разделе 1.4, теоретические работы в области
статического зондирования проводятся уже давно, причем особый
интерес к ним характерен для исследований 50...70-х годов прошлого
века. Полученные разными авторами результаты существенно разли-
чались, так как авторы использовали разные математические модели
грунта, принимая при этом разнообразные допущения и упрощения.
В качестве математических моделей грунта обычно принимались:
- сыпучая среда, разрушение которой происходит по закону Ку-
лона (т.е. т = о tg(p + с), за пределами зоны разрушения такая среда
считается жесткой (недеформируемой);
- линейно-деформируемая среда, деформирование которой про-
исходит по закону Гука (т.е. е = о/Е), причем разрушения не возни-
кают ни при каких нагрузках;
- упругопластическая среда, разрушающаяся в соответствии с
законом Кулона и деформирующаяся в соответствии с законом Гука.
При рассмотрении грунта в виде сыпучей среды Кулона (с пара-
метрами <р и с) получаются зависимости типа qc с), для песков
qc =/(ф), при использовании модели упругого пространства (с моду-
лем деформации Е) - зависимости типа qc =f(E) и т.д. (здесь и далее
117
Ппакгика тоже показывает, что зондирм^-------- «^'ользОв _>•
ПР ™ нк„ как прочности, так и деформируемости грунта. Л'я
даойственность не характерна ни для какого другого механи^’
испытания грунта, так как каждое испытание предполагает 0Пр °?
ление конкретных характеристик либо прочности, либо деформ^
руемости этого грунта. Даже при использовании одного и того Ж(ч
оборудования для изучения разных свойств все равно применяю*,
разные методики. Очевидно, что уже одно это обстоятельство не По
зволяет относиться к зондированию как способу точного определс.
ния какой-либо характеристики грунта. Тем не менее оно требуй
достаточно глубокого понимания происходящих процессов, так как
корреляция между данными зондирования и характеристиками груц.
та, отражающими его прочность и деформируемость, является об-
щеизвестным фактом.
Использование модели упругопластической среды в определен-
ной мере снимает это противоречие, однако оно порождает другую
проблему: число факторов, определяющих величину сопротивления
грунта qc, существенно возрастает (сопротивление срезу т, модуль
деформации Е или даже весь комплекс механических характеристик
Ф, с, Е, v). При таком понимании зондирования одному и тому же
значению qc дрпжпъ соответствовать неограниченное количество
сочетаний механических характеристик ф, с, Е, v.
Для выяснения этих вопросов целесообразно подробнее рас-
смотреть конкретизированные математические модели (расчетные
схемы), отражающие собственно процесс погружения зонда.
Наиболее известными являются три таких модели:
— «глубокий фундамент» — «классическая» осесимметричная за-
дача теории предельного равновесия о несущей способности фунда-
мента глубокого заложения;
— расширение в грунте сферической полости от радиуса 0 до Го
(го - радиус зонда);
— расширение цилиндрической скважины также от радиуса О
дог0.
„ На рис. 2.17 приведены примеры реализации упомянутых моде*
леи, наиболее типичные для отечественных исследований.
зарубежных публикациях встречаются и другие модели по-
ТОокеивд зонда, основанные, например, на использовании нелиней-
6о Деформаций от напРяжений, на методах оценки Дс
РаВНЫХ напР”й и проч. [151], но в наше*'
стране они распространения не получили.
118
Рис. 2.17. Примеры расчетных схем, основанных на разных
математических моделях грунта:
а — «глубокий фундамент», грунт - сыпучая среда Кулона (расчетная схема
В.Г. Березанцева [7]); б - «расширяющаяся шаровая полость», грунт -
линейно-деформируемая среда (расчетная схема В.И. Ферронского [105]);
в - «расширяющаяся цилиндрическая скважина» [94, 66, 175,75, 72],
грунт - упругопластическая среда
«Классическая» модель в виде «глубокого фундамента» в сы-
пучей среде Кулона (в трактовке В.Г. Березанцева [7] - рис. 2.17, а)
предполагает возникновение под зондом зон разрушения (предель-
ного равновесия) сыпучей среды, которые характеризуются сеткой
пересекающихся линий (поверхностей) скольжения. Приведенная на
рис. 2.17, а схема представляет пример «полуэмпирического» подхо-
да: очертание зоны предельного равновесия и формы линий сколь-
жения принимались исходя из представлений, ранее сложившихся на
основе экспериментов, последующие действия осуществлялись ана-
литически, методами теории предельного равновесия. Влияние от-
пора грунта за пределами зон разрушения моделируется равномерно
119
мдачи'по^чается/какуже упоминалось, зависимость со^роТ)^
ния фунта под конусом Чс от прочностных характеристик (у^
внутреннего трения <р и удельного сцепления с), дефоРмаци0цНЬ1е
характеристики в ней не фигурируют.
Такого типа модели наиболее популярны при изучении работы
свай, поэтому они подробнее рассматриваются в главе 4.
Модель «расширяющейся шаровой полости» основана на пред,
ставлении, согласно которому деформации грунта под зондом иден-
тичны деформациям при расширении шаровой полости от диаметра О
до го, где го - радиус конуса зонда. Такая модель использовалась в раз-
ные годы многими зарубежными специалистами, в том числе
Г.Г. Мейергофом, А.В. Скемптоном, Р.Е. Гибсоном, А.С. Весичем
[151]. В зарубежных публикациях обычно она именуется SCE (spheri-
cal cavity expansion). В качестве модели грунта упомянутые авторы
обычно использовали упругопластическую среду, деформирующуюся
до разрушения линейно и разрушающуюся в основном как идеально
пластичный материал (т = с, т.е. в законе Кулона <р = 0).
Имеются решения этой задачи и для неразрушающейся линсйно-
деформируемой среды. В нашей стране такое решение было получе-
но в 60-х годах В.И. Ферронским [105] (рис. 2.17, б). Оно основыва-
лось на методах теории упругости и представляло приложение из-
вестного решения Кельвина (сосредоточенная сила внутри простран-
ства) к условиям статического зондирования. Была получена зави-
симость сопротивления грунта под конусом qc от его деформативных
характеристик (модуля деформации Е и коэффициента Пуассона v),
прочностные характеристики, естественно, в ней не фигурировали.
При использовании модели упругопластической среды (в этой
же задаче) получается зависимость сопротивления qc как от прочно-
стной характеристики (предельное сопротивления срезу т — с), так и
от деформационной характеристики (модуля деформации £)•
В схеме «расширяющаяся цилиндрическая скважина»
(рис. 2.17, в) погружение зонда рассматривается как расширение
цилиндрической скважины от радиуса 0 до го, где го - радиус кону-
са зонда. Такая модель отражает поведение грунта при зондирова-
нии, охватывая процесс деформирования грунта с начала и до конца,
в то время как «расширяющийся шар» отражает лишь ограничен
ныи момент времени таких деформаций, хотя оба решения преДп°
лагают довольно много допущений. Главное же достоинство обеих
~~ возможность рассматривать грунт как упругопластиче
среду, так как задачи о расширении цилиндрической скважин
w —-«
ским методом. C™’ аналигиче-
Модель расширяющейся цилиндрической скважиим
была предложена еще К. Терцаги в 1925 году [94] “ ZTa
многократно корректировалась различными авторами [66, 175 75] В
зарубежных публикациях обычно она именуется ССЕ (cylindrical
cavity expansion). Ниже се применение к процессу зондирования рас-
сматривается более подробно.
Следует отметить, что использование моделей расширяющейся
полости и расширяющейся скважины дает в целом сходные резуль-
таты. В табл. 2.2 приводятся типичные формулы, полученные на ос-
нове использования этих моделей, отражающие рассматриваемую
зависимость.
В приведенных в табл. 2.2 формулах прочность грунта характе-
ризуется одним параметром - сопротивлением срезу т, соответст-
вующим при использовании закона Кулона условию <р = 0°. В связи с
тем, что расчеты оснований всегда предполагают знание двух пара-
метров среза - угла внутреннего трения (р и удельного сцепления с,
более полезным представляется рассмотрение расчетных схем, в ко-
торых прочность упругопластической среды характеризуется двумя
параметрами (р и с. В дальнейшем данный вопрос будет подробно
рассмотрен именно с такой точки зрения, однако до этого целесооб-
разно проанализировать приведенные выше упрощенные формулы.
Такой анализ указывает на следующее.
Перспективность уточнения и последующего практического
применения теоретических формул, основанных на моделях сыпучей
или линейно-деформируемой сред (qc =/((р), qc представля-
ется весьма малой. Эмпирические формулы (как и соответствующие
им таблицы), отражающие те же связи, т.е. qc =/(<?), qc неза-
висимо от теоретических исследований уже многие десятилетия ис-
пользуются в изыскательской практике. Как отмечалось, они неоди-
наковы в регионах с разными инженерно-геологическими условия-
ми, т.е. их параметры отражают специфику конкретных типов грун-
тов. Учет этой специфики теоретическим путем пока представляется
нереальным, так как задачи о проникании зонда оказываются труд-
норазрешимыми даже для простейших сред, строго подчиняющихся
упомянутым законам Кулона и Гука. Учет же структурных осоосн
ностсй грунтов, истории их напряженно-деформированного состоя
ния, анизотропии и других аналогичных особенностей методами д
ной лишь механики разрешить невозможно. На это, в шстности, у
121
зывают и авторы монографии [151]. Такие особенности мот^
тываться лишь дополнительными эмпирическими коэффИЦ1ент^
определение которых не будет проще, чем непосредственное пол^
чение эмпирических формул типа qc J (ф) или Яс f (Е). По ЭТой
причине теоретические формулы, отражающие связь сопротивления
грунта под конусом qc с модулем деформации Е или углом внутрен
него трения песков <р, каких-либо преимуществ по сравнению с
«обычными» эмпирическими формулами иметь не будут.
Таблица 2.2
Типичные теоретические формулы, основанные на использовании
моделей расширяющихся сферической и цилиндрической полостей
в упругопластической среде [151,66]
Сферическая полость Цилиндрическая полость
Авторы Формулы Авторы Формулы
Г.Г. Мейер- Р. Хилл
гоф(1951) _ 4Г. (1949) 11 Е
с [з( Зг) pr [ (5-4v)t]T+U
(«с=₽ ₽г)
А.В. Л. Менар
Скемптон ~4(. 1 .1 (1957) ' , Е
(1951) q = — 1 + 1п— +1 ’Т + о с LH т/ J р = 1 + 1п- — т+о г |_ (l-v)2xj
к=р-6-)
Р.Е. Гибсон О.М. Рез-
(1950) Г4Л 1 ,1 ников
= Т Н + Ь— +ctBa -с+о [И Зт/ J (1961) о = 1+2!п — *+с r [ (1-v)24tJ
(«С=Р-РГ)
А.С. Весич М.М. Балих
(1975) »с= Ц1+|п5;1+2’57 -т+° (1975) о =( 1 + 1П —+ 11]ч+° ( Зт )
Примечание. pr - радиальное давление на стенки скважины; Р - коЭ^
фициент перехода отрг к сопротивлению грунта под конусом qc'> Е> 6 ~ *10.
дуль деформации и модуль сдвига грунта; т - сопротивление грунта срезу,
а половина угла заострения конуса; о - давление в грунте до погрУ#енИЯ
зонда (неодинаковое у разных авторов).
Анализ формул, основанных на модели
среды представляется более информативным Лак, «“Гш
табл. 2.2 следует, что влияние модуля деформации Е на qc значи-
тельно слабее, чем влияние сопротивления срезу (т = с) Во всех
формулах модуль деформации находится только под знаком лога-
Е Е
рифма (In— или In—), в то время как сопротивление срезу т стоит
* ь
не только под знаком логарифма, но и является непосредственным
множителем. Попутно следует отметить, что приводимые в моно-
графии [151] формулы других авторов, использовавших упоминав-
шиеся выше более сложные модели, также обладают этим свойст-
вом, т.е. модуль деформации в них тоже находится под знаком лога-
рифма. Таким образом, из решений теории пластичности формально
следует, что результаты статического зондирования должны больше
отражать прочность грунта, чем его деформируемость. Это согласу-
ется с ранее упоминавшимся довольно низким рангом достоверности
определения деформационных характеристик грунта по данным зон-
дирования, установленным Т. Лунном и др. [151].
Однако такой вывод все же является односторонним, не учиты-
вающим наличие корреляции между прочностными и дсформатив-
ными свойствами реальных грунтов. Для каждой литологической и
генетической разновидности грунта может быть установлена соот-
ветствующая эмпирическая связь, позволяющая, например, по со-
противлению срезу т оценивать модуль деформации грунта Е (в за-
рубежной изыскательской практике известен и такой способ оценки
модуля деформации - по испытаниям грунта на срез). По этой при-
чине нельзя механически переносить на реальные грунты упомяну-
тый выше вывод, относящийся к идеализированной у пру го пластиче-
ской среде. Сопротивление зондированию qCi отражая прочность
грунта, неизбежно будет характеризовать и его модуль деформации,
что и объясняет фактически наблюдаемую корреляцию величин qc с
Е на участках с однотипными грунтами. В то же время из проведен-
ного анализа следует, что такая связь qc с Е должна отличаться
большим разнообразием в грунтах различной литологии и генезиса,
чем, например, связь qc с т в таких же условиях. Это нс противоречит
практике, так как эмпирические формулы для определения модуля
деформации действительно отличаются очень большим разнообра-
зием.
Следует отмстить еще одну особенность формул, основанных на
модели упругопластической среды: во всех формулах присутствует
отношение модуля деформации Е (модуля сдвига G) к сопротивл
123
нию срезу Т, Т.е. при^*и^**г1унта^такая величина дол^п ^х).
в пределах £ и t в отдеЛьности (из-за корреЛяци A6b,U
При этом^она находится под знаком логарифма, т.е. ее влиЯНИе
должно быть слабым, а требования к ее точности понижены. в Ч
“ величинами £А или GA вполне можно задаваться Исх^
из каких-либо косвенных показателей (например, физических хаРак
теристик). В зарубежных публикациях последнее отношение имен»
ется «индексом жесткости» (rigidity index) и обозначается Д [151>
2.43. Использование модели упругопластической среды,
разрушающейся согласно закону Кулона и деформирующейся
линейно
Во всех рассмотренных выше формулах, базирующихся на мо-
дели упругопластической среды, прочность такой среды характери-
зовалась одним параметром - сопротивлением срезу т. Для того что-
бы увязать все это с реальными грунтами, с задачами реальных изы-
сканий, необходимо выяснить, насколько изложенные закономерно-
сти применимы к упругопластической среде, прочность которой ха-
рактеризуется двумя параметрами (рис. Иными словами, целесооб-
разно рассмотреть решение «смешанной задачи» теории упругости и
теории предельного равновесия о проникании зонда в среду, проч-
ность которой характеризуется двумя параметрами среза (рис,
а сжимаемость - модулем деформации Е и коэффициентом Пуассо-
на v. В качестве такого исследования ниже рассматривается прибли-
женное решение, изложенное в работах [76, 75, 77]. В нем использу-
ется упоминавшаяся выше модель «расширяющейся скважины», ко-
торая принимается не как постулат, а на основе приведенного ниже
анализа идеализированных схем деформирования грунта.
Упомянутые доводы в пользу приемлемости модели расширяю-
щейся скважины состоят в следующем.
На рис. 2.18 показан характер смещений грунта при проникании
в него зонда применительно к реально возможному (а) и двум вооб-
ражаемым (б, в) случаям. Реально возможному случаю соответствует
погружение зонда за счет возникающих в грунте горизонтальных и
вертикальных смещений (точнее смещений, имеющих горизонталь-
ные и вертикальные составляющие). На этом же рис. 2.18 показано,
как ы происходило погружение, если бы оно реализовывалось
ко за счет вертикальных смещений грунта (б) или только за счет
1?д
ss=: •” -гe - •
Рис. 2.18. Схемы смещений частиц грунта, показывающие справедли-
вость применения модели «расширение цилиндрической скважины»:
а - погружение зонда за счет фактически наблюдаемых вертикальных и
горизонтальных смещений в изучаемой среде («грунте»); б - воображаемое
погружение зонда только за счет вертикальных смещений: сопротивление
погружению зонда возрастает с глубиной неограниченно; в - воображаемое
погружение только за счет горизонтальных (радиальных) смещений: сопро-
тивление погружению зонда возрастает только до определенной величины
В первом случае (б) погружение зонда должно было бы вовле-
кать в работу все более глубокие слои грунта и вдавливающая на-
грузка возрастала бы неограниченно. Во втором же случае (в) рост
деформаций ограничивался бы оттеснением частиц грунта за преде-
лы контура поперечного сечения зонда, в связи с чем рост вдавли-
вающей нагрузки продолжался бы только до определенного предела.
В реальных грунтах, как уже отмечалось, возникают как верти-
кальные, так и горизонтальные смещения, т.е. происходит «прогиба-
ние» слоев грунта и одновременно перемещение частиц грунта в ради-
альном направлении, что было показано, в частности, на рис. 2.18, а.
Проникание зонда в грунт за счет «прогибания» слоев может продол-
жаться лишь до тех пор, пока действующая на зонд вдавливающая на-
грузка не достигнет величины, достаточной для возникновения ради-
альных смещений. Дальнейшее погружение будет происходить уже за
счет этих (радиальных) смещений, величина же «прогиба» слоев грун-
та будет сохраняться (в однородном грунте) постоянной.
Таким образом, несмотря на наличие вертикальных смещении,
величина нагрузки на зонд будет такой же, как и в идеализирован
ном случае отсутствия вертикальных смещений, т.е. погружение
зонда идентично расширению цилиндрической скважины от радиуса
г = 0 до го, где го - радиус зонда.
125
_ - mro вопроса решение упоМя.
_ _______' паСсмагРивае“; подробно. Расчетная схеМа
----- ,« с Ba#»001^ „о пассмотреть аналогичен решению
л ом р“
SS^o1»
полагается Ч> *
Рис. 2.19. Схемы задачи о проникании зонда в упругопластическую
среду в работах [76,75,77]:
а-горизонтальное сечение грунта, окружающего зонд (го - радиус нако-
нечника зонда, р - радиус области предельного равновесия); б - схема сил,
действующих на конус (qr nqn- части общего удельного сопротивления
грунта, отражающие соответственно трение на поверхности конуса и де-
формации окружающего грунта)
Усилие, необходимое для вдавливания зонда Q, частично расхо-
дуется на преодоление трения между грунтом и конусом QT, осталь-
ная часть Qn затрачивается на деформацию окружающего грунта (на
рис. 2.19, б показаны их удельные величины qT и qn ).
Q = . tga’, (2Л)
tg(a'+8)
где а' — половина угла заострения конуса зонда (для стандарт110Г
конуса а' = 30°),
5 — угол трения грунта о поверхность конуса (для шероховатого
зонда или любого зонда в грунтах, обладающих значительной адге-
зией к металлической поверхности зонда 5 = ф),
с - удельное сцепление грунта,
Го- радиус основания конуса зонда.
Как было показано в работе К. Терцаги [94] и подтверждено ря-
дом специалистов в области теории пластичности (см. в [66]), ради-
альные напряжения в процессе расширения скважины могут счи-
таться независящими от диаметра скважины и соответственно ради-
альные напряжения на поверхности зонда ого тоже могут считаться
стабильными. Сила 2, обеспечивающая погружение зонда, соверша-
ет на каждом произвольном участке пути s работу, которая равна
работе радиального давления ого, необходимой для вытеснения час-
тиц грунта за пределы поперечного сечения зонда:
2х г0
Qs = ^„s f j
о о
2 = + Qts >
(2.2)
°го=------
лг0*
т
(2.3)
где г и 0 - полярные координаты рассматриваемых точек;
го— то же, что и в формуле (2.1);
QT - часть силы Qy расходуемая на преодоление трения между
грунтом и поверхностью конуса зонда.
Напряжения вокруг зонда описывались в области предельного
равновесия выражениями:
(2.4)
в области линейных деформаций:
о ‘ ,
Г“
(2-6)
127
(2.7)
(2.8)
с
Gc =-----’
tgcp
A = р(оБ + oc) sin<p,
(2.9)
(2.10)
где Og - природное давление (давление в грунте на рассматриваемой
глубине, действовавшее до погружения зонда);
р - радиус области предельного равновесия:
1
(2.11)
го— то же, что и в формуле (2.1).
Из допущения об идентичности погружения зонда расширению
цилиндрической скважины следует
го = JerZr + Jedr, (2.12)
° р ..
где первое слагаемое отражает деформации грунта в зоне предельно-
го равновесия, второе - в зоне линейных деформаций (8 - относи-
тельные деформации).
После проведения необходимых преобразований и упрощении
удельное сопротивление грунта под конусом зонда может быть
представлено в виде
О
где qc удельное сопротивление грунта (упругопластической среды)
под конусом зонда;
128
Tg=a?g(P + c’ (2.16)
(p, c, £ - соответственно угол внутреннего трения, удельное сце-
пление и модуль деформации грунта;
сгк - то же, что и в формулах (2.6, 2.10);
а' - то же, что и в формуле (2.1);
- см. формулу (2.8).
На рис. 2.20 представлены графики зависимости величины у от
отношения E/ts и (р.
Решения, сходные с приведенным, были получены и другими
авторами. Так, в 60-е годы А.С. Весич [175], рассматривая расшире-
ние цилиндрической скважины в упругопластической среде, полу-
чил формулу для определения давления на стенки этой скважины ог,
сходную с формулой (2.13), но представленную в несколько иной
(двухчленной) форме, какая была принята для данного решения в
работе [76]. Численные значения основных параметров у А.С. Веси-
ча несколько меньше, чем формуле (2.13), так как радиальное давле-
ние должно быть меньше qc в р раз (формула (2.14). Кроме того,
А.С. Весич [175] пользовался отношением нс £/те, a Gkz (G- модуль
сдвига, равный £/(l+v), где v - коэффициент Пуассона).
Следует отметить, что в дальнейшем А.С. Весич, перейдя на ис-
следование непосредственно зондирования, предпочел использовать
модель расширяющейся шаровой полости, а нс скважины. В табл. 2.2
приводится формула, основанная на «шаровой» модели.
Величина р (формула (2.14)) характеризует переход от напряже-
ний на стенках воображаемой цилиндрической скважины к сопро-
тивлению под конусом зонда. Она отражает работу грунта в зоне
наибольших нормальных напряжений (на контакте с поверхностью
9 Заказ 1141
129
своей величине довольно близки к получаемым сопротивлениям °
т.е. на один-два порядка выше, чем давления, при которых обычн°
производятся срезы грунта в стандартных лабораторных испытани°
ях. Глинистый грунт при больших нормальных напряжениях о -I
= 0,7... 1,2 МПа (рис. 2.21) приобретает особые свойства [124 1591'
начинает вести себя как среда, у которой <р » 0° (при больщ
удельном сцеплении с), что соответствует р « 1.
Рис. 2.20. График зависимости у от ср и EAS в формуле (2.13)
130
Рис. 2.21. Характер зависимости предельных касательных
напряжений т от нормальных напряжений о
при большом диапазоне их изменения
Однако для песков, как показали исследования БашНИИстроя,
такие отклонения от закона Кулона обнаруживаются лишь при очень
высоких нормальных напряжениях (оф> 10 МПа), т.е. для большин-
ства песков р нс равно 1, а находится в пределах 2,6...4,3. Все это
существенно увеличивает различия между результатами, получае-
мыми в песках и глинистых грунтах, даже если углы внутреннего
трения в них отличаются незначительно (например, <р = 26...29°
вполне могут быть и у песков, и у глинистых грунтов).
Формула (2.13) по своей структуре несколько отличается от
формул, содержащихся в табл. 2.2, но при ср = 0 она может быть при-
ведена примерно к такому же виду (после устранения неопределен-
ностей величина Е/т^ будет находиться под знаком логарифма и т.д.).
При этом основные особенности формулы (2.13) аналогичны осо-
бенностям формул в табл. 2.2.
Во-первых, согласно формуле (2.13), влияние модуля деформа-
ции Е на г/с, так же как и в формулах табл. 2.2, оказывается слабее
влияния прочности тй. Величина £ находится в степени (1 -Q, кото-
рая менее 1 при всех <р > 0°. При изменении угла внутреннего трения
в диапазоне (р = 0...350 величина (1 - Q меняется в диапазоне
0...0,72, причем в глинистых грунтах для нее наиболее типичны зна-
чения 0,2...0,3. Таким образом, и при <р 0 корреляцию между qc и £
следует объяснять не столько отражением механических процессов
под зондом, сколько спецификой грунта как материала, в котором
прочность приближенно отражает его деформируемость.
Во-вторых, в формуле (2.13), так же как и в формулах табл. 2.2,
важным определяющим параметром является отношение модуля де
формации к сопротивлению срезу («индекс жесткости» Е/т^. При
этом сопротивление срезу приобретает необходимую опрсделен-
9*
131
танаастной» величины сопротивления срезу т, 11с
ность: вместо «нсс”бо „ормальному давлению, появляется Чет.
привязанной к какому-а * соответСтвующая природному Давлс.
ко определяемая вели * ющему в грунте до погружения зонда
(СрХ время формула (2.13) выявляет некоторые новые осо-
. . рпязп сопротивления зондированию со свойствами груНТа
?1к7ли и. модуля деформации Е оказывается зависимым от угла
’ " тоения <₽. С увеличением <р оно несколько возрастает.
=мер X = 10° увеличение модуля деформации в 10 раз уве.
личивает сопротивление зондированию qc по формуле (2.13) только
в 2 45 раза, при <р = 35° - в 5,25 раза. Кроме того, из графика на
рис. 2.19 следует, что в грунтах со значениями (р - 15...25° и £/Tg =
= 50... 150 (что характерно, например, для тугопластичных и мягко-
пластичных глин) сопротивление грунта qc должно определяться в
основном сопротивлением срезу величина же угла внутреннего
трения непосредственно на qc почти не влияет (значения в этой
зоне очень мало зависят от (р, т.е. участки кривых \|/ =/((Р, в ней
имеют очень малый наклон к горизонтали).
В целом следствия, вытекающие из реализации тех или иных
математических моделей работы грунта под зондом, заслуживают,
по-видимому, большего внимания, нежели попытки получения
«более точных» зависимостей, которые могли бы заменить сущест-
вующие эмпирические формулы. Статическое зондирование в на-
стоящее время представляет область, где практика существенно
опередила теорию и дальнейшее ее развитие нуждается в система-
тизации и осмыслении многочисленных, зачастую противоречи-
вых, эмпирических зависимостей. Тем не менее условием такого
осмысления должно быть соответствие общей теоретической зави-
симости получаемым на практике результатам, т.е. вычисляемые
значения qc не должны существенно отличаться от фактически из-
меренных.
Наиболее простым и надежным методом такой проверки спра-
ведливости формулы (2.13) «в среднем», т.е. без оценки ее «погреш-
ностей» в частных случаях, может быть сравнение результатов рас-
пятгг.П° ЭТ011 Ф°РмУле с обобщенным эмпирическим материалом -
СП 1К105-97^091 т’*5 пРиложения «И» нормативного документа
ческой аКИе таблиЦЬ1 представляют результат статисти-
занных с соппКИ °ЛЬШ0Г0 числа экспериментальных данных, свя-
зондао смеха“ИеМ удельных с°противлений под конусом
С ме“ескими характеристиками грунта ф, с, Е.
132
В табл. 2.3 и 2.4 приведены данные для глин и ПР
таблиц приложения «И» СП 11-105 97 1921 ’ юятые из
противлений зондированию qc по формуле Ж?™™ расчета
ЩИХ соотношений характеристик <р с F (L соотвстствую-
пячены П^\ г с р1с“,к ф> с. £ (вычисленные значения о
обозначены с1с ). Глубина считалась равной 5 м, т.е. Ojr « 90 кПа
величина Р для глин принималась равной 1, а для песков вычислял^
для каждого значения <р при а' = 30°. “числилась
Табтща 2.3
Сравнение обобщенных экспериментальных данных, приведенных
в СП 11 105-96 для глин, с результатами расчета величины q
по формуле (2.13)
Эмпирические данные (табл. 5 прил. «И» СП 11-105-96) Теоретический расчет по формуле (2.13) для Е, ф, с, приведенных в предшест- вующих столбцах
q„ МПа Е, МПа с, МПа ф“ МПа
0,5 3,5 0,025 14 0,7
1 7 0.030 17 1,3
2 14 0,035 18 2,1
3 21 0,040 20 2,7
4 28 0,045 22 3,5
5 35 0,050 24 4,0
Таблица 2.4
Сравнение обобщенных экспериментальных данных, приведенных
в СП 11-105-96 для песков, с результатами расчета величины qc
по формуле (2.13)
Эмпирические данные (табл. 2 и 3 прил. «И» СП 11-105-96) Теоретический расчет по форму- ле (2.13) для Е, ф, приведенных в предшествующих столбцах
qc, МПа 9° Е, МПа qc( те°г\ МПа
2 26 6(17) 2.4 (4,9)
3 28 9(18,5) 3,7 (6,0)
5 30 15(21) 5,4 (7,0)
8 32 24 (25) 8,1 (8,2)
12 34 36 (30) 12,7(11.9)
18 36 54 (38) 19,8(14,4) J
Примечание. В скобках приведены значения для аллювиальных и флю-
виогляциальных песков, вне скобок — для всех остальных пс
133
тябл 2 3 И 2.4, согласованность между теоретичг
КЭК Маненными экспериментальными значениями 9с в Цсл '
впоХдовлствори^льна, исключая области относительно слабЫх
=оев^ин при qc < 1 МПа и особенно аллювиальных песков При
< 5 МПа. По-видимому, в мелких и пылеватых аллювиальных
песках рыхлого и среднего сложения проявляется^действие недоста-
точно ясных факторов, не учитываемых принятой моделью груНта
Возможно, это связано с пониженным значением аф (см. рис. 2.20) в
таких грунтах или с уменьшением объема песков при их разрушении
(низкое значение «критической пористости» по А. Казагранде).
Кроме того, необходимо учесть, что деформации грунта при зонди-
ровании происходят при крайне малых изменениях пористости и их
следует характеризовать более высоким модулем деформации, чем
это следует из стандартных испытаний грунта одометром или штам-
пОхМ. Естественно, что все это не может быть одинаковым у различ-
ных видов грунта.
2.4.4. Основные направления применения рассмотренных
теоретических зависимостей
Изучая возможность практического использования упомянутого
теоретического решения, необходимо более подробно рассмотреть
вопрос о взаимной корреляции механических свойств грунтов. Как
следует из предыдущего раздела, удельное сопротивление грунта
под конусом qc отражает как прочность, так и деформируемость это-
го грунта. В этой связи оно должно определяться не какой-либо од-
ной характеристикой грунта, а комплексом механических характери-
стик - углом внутреннего трения (р, удельным сцеплением с, моду-
лем деформации Е. Это означает, что даже в идеальных условиях,
когда грунт разрушается строго по закону Кулона и деформируется
строго по закону Гука, невозможно получить для упругопластиче-
скои среды ни формулу ф =f(qc), ни формулу с ни формулу
J так как фактически qc должно быть функцией нескольких
переменных, т.е. qc~ f (ф, с, Е). Каждому значению qc может соот-
ветствовать любое количество сочетаний ф, с, Е.
тов Гп™ УЖ- обмечалось при рассмотрении идеально-связных грун-
ние wp ЭТа т^пиковая ситуация преодолевается, если реше-
как геологического* КГ™ МеХа"ики’ а учесть специфику грунта
свойства любого грунта 000™“”' Прочностные и деформативные
гру а определяются практически одними и теми
же факторами - пористостью Елажм
ным составом и т.д. Весь комплекс tS«Лрук™,ой> *>’«-
и историю формирования рассматриваем*^ а 01ражает У'^вия
не в пределах конкретногогенстХК0 “1° П>унта- По этой причи-
ZhZZиХаРаКТСРИСТИКаМИ ™ ^ХХатХ~
ния, характеризующиГвзТимную2'корХяцию “ диаграммы рассся-
теристик аллювиальных и . ЦИ_'° мсха«ических харак-
отложений на
ния, характеризующие взаимную корреляцию
теристик аллювиальных и делювиальных глинистых
территории г. Уфы.
а)
МПа
Рис. 2.22. Примеры корреляционных связей между различными
характеристиками механических свойств грунтов ограниченного
генезиса (аллювиальные, делювиальные глины и суглинки
на территории г. Уфы):
а — корреляционная связь удельного сцепления (с) с модулем деформации
(£); б — то же угла внутреннего трения (<р) с модулем деформации (£); в - то
же удельного сцепления (с) с углом внутреннего трения (<р)
Как видно из рис. 2.22, связь между сравниваемыми характери-
стиками довольно слабая (особенно между ср и с, так как глины и
суглинки рассматривались как единая совокупность). Коэффициенты
корреляции оказываются в пределах г = 0,35...0,5. Однако при таком
количестве сравниваемых величин (105 точек) для подтверждени
корреляции (т.е. условия г > 0 с доверительной вероятностью ’
достаточно получения коэффициента корреляции г » КОПпеля-
представленные на рис. 2.22 диаграммы рассеяния такую корр
цию вполне подтверждают.
135
Теснота рассматриваемых корреляционных связей обычно новы-
сока но она будет тем большей, чем уже диапазон рассматриваемых
грунтов. Например, при рассмотрении только суглинков корреляции
будут теснее, чем при совместном рассмотрении суглинков и глин,
при рассмотрении только аллювиальных отложений корреляции будут
теснее, чем при совместном рассмотрении четвертичных аллювиаль-
ных и, например, неогеновых отложений и т.д. Форма этих связей
также определяется условиями образования рассматриваемого грунта,
т.е. его генезисом и последующей историей. Например, связь прочно-
стных характеристик с деформативными у аллювиальных и у морен-
ных суглинков будет различаться: при одинаковой прочности у мо-
ренных суглинков будут выше деформационные характеристики и т.д.
Таким образом, любую характеристику механических свойств
грунта можно приближенно выразить через любую другую характе-
ристику, причем тем точнее, чем уже диапазон рассматриваемых видов
грунтов. Поэтому, допуская справедливость общей зависимости qc ~
с> Е), следует допускать справедливость приближенных зависи-
мостей qc~f (ф), qc~f (с), qc~f (Е). Это обстоятельство принципиаль-
но меняет ситуацию с возможностью теоретического выражения связи
между данными зондирования и характеристиками грунта. Вместо
точной зависимости в виде функции трех переменных qc~f (<р, с, Е)
можно использовать три упомянутые приближенные зависимости ти-
па qc ~f(E), qc ~/(ф), qc ~f(c), форма которых будет зависеть от харак-
тера корреляционной связи между показателями свойств этого грунта.
Опираясь на установленные соотношения между характеристиками
грунта конкретного типа и формулу (2.13), можно получить, как отме-
чалось, приближенные формулы или таблицы, связывающие сопротив-
ление qc с каждой из механических характеристик, т.е. Е * fE(q), ф «
с ~fc(q). В зависимости от упомянутых соотношений, которые в
принятой модели можно охарактеризовать величиной E/is, такие фор-
мулы могут характеризовать виды грунтов, нс охваченные табл. 2.3 и
2.4. Например, формулу (2.13) можно преобразовать исходя из предпо-
ложения, что величина а - Е/тё известна, следующим образом:
qc = Рфт^ = №Е/а.
Тогда
Е = (а/рЧ7) qc = к qc, (2.17)
где величина к должна зависеть от а, т.е. от Е/т„ и от <р.
с» Лг
136
и те-
чем вхо-
использует
модуль
значений этого «ин-
4= 250...700,
4 = 100...500,
Величина Е/тя в пределах одной и той „
негичеекой разновидности грунта всегда более 3™“
дящие в нее значения Е и тя раздельно. А.С. Весим пХ’
сходную величину - «индекс жесткости» / = G/т гпо г
сдвига (G - E/2(l+v)), и дает таблицу типичных * *
декса жесткости» для разных грунтов:
— скальные породы
— пески от рыхлых до плотных
- водонасыщенные глины
от мягкопластичных до твердых
— слюдистая супесь
Если индекс жесткости рассматривать как величину Е/ср то его
значения будут в 2,5...3 раза большими, чем у А.С. Весича, так как
G = £7(2(1+v)). Таким образом, у песков они должны находиться в
интервале 250... 1200, у глин - 50... 1500.
4= 20...600,
4 = 20...50.
По данным изысканий, проводившихся в РБ, отношения Е/т„для
аллювиальных глин и суглинков обычно колеблются в диапазоне
100...300, для песков-200...800 (глубины 3...10 м).
Если в зависимость (2.13) подставить наиболее типичные для
конкретных типов грунтов значения с и <р, получаются упрощенные
формулы, согласующиеся с известными эмпирическими зависимостя-
ми (см. главу 3). Так, для песков формула (2.13) предстанет в виде
£ = (2,5...3,1)?с, (2-18)
для глин и суглинков аллювиальных
Е = (5,6...7,4) qn (2-19)
для суглинков моренных
Е = (6,5...8,5) qt
(2.20)
ит.д.
Очевидно, что аналогичным образом можно вывести из форму-
ЛЫ(Представл^сяНполезн1ымс№ТодноЯпреобразова1111с формулы (2.13)
137
, „ «а имс 2.19 и отмеченное выше обстоят^
Используя графики на рис. тель-
ство что в пест р = 2.6...4.3, а в глинах р « 1, легко вычислить ти-
пичные для песков и глин значения произведения РЧ'. В песках и в
ВЧз * * * 7 должны составлять чаше
гпявийных грунтах значения всего
75... 300, в глинах и суглинках - 15...70,т.е. значительно меньше.
Таким образом, величина q^g может характеризовать принад-
лежность грунта к той или иной литологической разновидности (к
пескам, глинам и т.д.). Эго может иметь практическое значение, если
вместо Tg использовать величину fs - сопротивление грунта на муфТе
трения зонда, которое по порядку величин близко к Tg. На рис. 2.23
приведены подтверждающие такую возможность диаграммы рассея-
ния величин^ и в аллювиальных, делювиальных глинистых и флю-
виогляциальных песчаных грунтах.
a)
Рис. 2.23 Диаграммы рассеяния, отражающие связь сопротивлений
грунта на муфте трения/^ с сопротивлениями срезу при природном
давлении xg:
а - глины и суглинки (aQ, dQ}\ б - пески (f-g/Q)
з рис. 2.23 видно, что между сравниваемыми величинами на-
лг^даеТСЯ Не только К0РРеляция, но и сходство численных значений,
мр»пНН0 В Г™ Дня глин и суглинков расхождения
сходство такХ°АК°ВН0М лежат в "Ределах 20...30%. У песков такое
гут оказывать наРУЖивается, но в них отдельные значения f, мо-
I7T оказываться значительно меньшими сопротивлений срезу
138
Сходство величин т и f м
муфту трения радиальных напр!ж°сний "ХГ’ ’"° ДСЙСТВИе на
давление компенсип^„ ’ пРсв°сходящих природное
I с
с на-
малые значения fs в
глинах.
объяснить тем,
давление agi компенсируется дефектами v - • —
грунтом, а в глинах и суглинках ™ ХХГ* * Т₽ения
рушением структуры этих грунтов. Отдельны!“ЯЗаН°
песках, по-видимому, связаны с влиянием „X ' mvAt
торое проявляется в песках сильнее, чем в глинах Ф Тре”ИЯ’
В целом же можно считать, что q/fs ~ ВЧ7
Вес это вполне согласуется с многолетней практикой
показывает, что для сопротивлений „а муфте тремя
грунтов характерны примерно такие же значения, что и для песта"
ных, в то время как сопротивления под конусом qcn песках обычно в
несколько раз выше, чем в глинах или суглинках. Иными словами
величина q</fs в песках и, естественно, в гравийных грунтах, как пра-
вило, оказывается большей, чем в глинистых грунтах. В этой связи
в изыскательской практике начиная с 60-х годов величина
используется для идентификации глинистых и песчаных грунтов.
Как уже отмечалось в главе 1, впервые такой подход был предложен
Ф. Бегеманном еще в 1965 году [126], который пришел к подобному
решению на основе чисто эмпирических исследований. В настоящее
время идентификация песчаных и глинистых грунтов по величине
qc/fs широко применяется как в зарубежной, так и отечественной
практике. Международные рекомендации [139] устанавливают для
этого два показателя:
- «индекс трения» (friction index) 7/= qc/fa
— «фрикционное отношение» (friction ratio), часто переводимое
как «показатель трения» [96], Rf = f/qc, т.е. величина обратная ин-
дексу трения.
Фрикционное отношение Rf употребляется зарубежными спе-
циалистами чаще, чем индекс трения. Обычно его выражают в про-
центах. Подробнее этот вопрос рассматривается в главе э.
Таким образом, использование модели грунта в видс^упругопла-
стической среды в значительной мере объясняет многоооразие и ос-
новные особенности известных эмпирических зависимостей, связы
вающих данные зондирования с механическими характеристиками
грунта. В определенной степени эти зависимости становятся част-
ными случаями единой более общей системы.
Естественно, что сложность процессов, возникающих при с -
ческом зондировании, пока не позволяет их MO^C™'P° эм.
точностью, чтобы теоретические формулы могли бы вытсе
пирическис зависимости, применяемые на практике. Однако
139
мание физичес^.^ сс0В позволяют инженеру успещНо
происходящих в грУ многообразии известных эмпирических
ориентироваться во вши * особенностях местных условий и
закономерностей, Р330^ ния многих сложных задач, которые
находить эФФектиВпХя\оЧНо предвидеть и сводить к каким-либо
далеко не всегда удается тонн
известным схемам.
2 5 Теоретическая оценка роли точности
и числа измерений при использовании
статического зондирования
Основным фактором, снижающим доверие к зондированию (как
и к другим экспресс-методам), является опасение, что получаемые
по его данным показатели (стандартные характеристики грунта, не-
сущая способность сваи и проч.) являются лишь приближенными
оценками, ориентация на которые не обеспечит надежности проек-
тирования. Такое мнение базируется на одностороннем понимании
источников возможных ошибок оценки оснований, которые связы-
ваются только с точностью результатов испытаний. Фактически
грунты любой площадки неоднородны и результаты испытаний на
отдельных участках, какими бы точными они ни были, не гаранти-
руют получения на других участках таких же результатов. Кроме
точности получаемых данных всегда требуется достаточное их ко-
личество, т.е. нужна возможно большая полнота охвата условий изу-
чаемой площадки. Малочисленные же точные испытания вполне мо-
iyr оказаться недостаточно представительными. Этот недостаток
обычно скрыт: его можно обнаружить, только увеличив количество
испытании, точнее увеличив число обследуемых участков площадки.
Таким образом, оценивая испытания по двум критериям — точ-
ности и возможности их проведения на возможно большем числе
участков площадки, нужно признать, что экспресс-методы, проигры-
дят ^адлционным испытаниям в точности, существенно превосхо-
терных участ™^ кРитеРию ~ по возможности охвата всех харак-
ванию, котороеВпо^°ЩаДКИ В полнов меРе относится к зондиро-
личестве точек котоТ^0Ценивать площадку в столь большом ко-
(и соответственно бол^дХ^11110 НеД0Ст^ПН0 ПРИ более ТОЧН?Х
Вопрос о том в какой** Х И Трудоемких) методах испытании,
пенсироваться большим и неточность испытаний может ком-
смотрении с теоретической точ^зр1* в подробном рас-
140
па рис. Z.Z4, а представлена пло
разделенная на п участков. Число уч^ (произвольн°й формы)
принципиального значения не имеют ы " размеры площадки
например, представить, что участки имеют гамТзТ™ Удобно’
составляет несколько сотен. р р м, а их число
Рис. 2.24. Схемы, иллюстрирующие методику оценки изменчивости
искомого показателя F в пределах площадки:
а - план разделения площадки на участки; б - схема зон распространения
результатов испытаний: a}b\C\d\ - максимальная неоднородность грунта,
Д2^2С2^2~ высокая неоднородность, аз^зСз^з- средняя неоднородность,
а4/>4С4^4 - однородный грунт
Предположим, что на этой площадке оценивается некоторая ха-
рактеристика грунта (или несущая способность сваи заданных раз-
меров), которую обозначим F. На рассматриваемой глубине в преде-
лах каждого (/-го) участка значение искомой характеристики счита-
ем постоянным и равным одному из т возможных значений (/-му
значению), т.е. равному некоторому частному значению Fir Число
таких значений (ш) отражает желаемую точность оценки искомого
показателя F. Например, если искомый показатель — модуль дефор-
мации, ожидаемое значение которого лежит, например, в интервале
от 1 до 50 МПа, а желаемая точность его оценки ±1 МПа, то т = 50.
Если точность ±0,01 МПа, то т = 5000 и т.д. Размер упомянутого
интервала принципиального значения не имеет, это будет видно из
последующих рассуждений.
141
пытаний предполагается полная неопределен.
До проведения «^"„„маются равновероятными. В этом
ность, т.е. все ^X Jbho возможных картограмм, т.е. вариантов
случае число "Р^Хения значений на п участках, составит
пространственного разме вариантов (//-го варианта) до про.
тп, вероятность кажДОг адинаковой и равной Pij = l/(zw). Если
ведения испытании оуд сшуации прИнятои в теории ин-
оценивать неопределе „ т0 она будет равна (в битах) [117]:
формации величиной энтропии ,
H=-Z/’«,og2₽«’ (2'22)
/;=1
а гп ияпианта т.е. /-го значения Fy на /-м участ-
где ^-вероятность//-го варили id, i.v.j j
ке (F) х
При равновероятных вариантах (полная неопределенность) эн-
тропия будет равна
H = n log2 т.
После проведения первого же испытания на любом участке эта
неопределенность уменьшится. Предположим, что на к-м участке
проведено испытание и получен результат Fki (т.е. i = к, j = /), равен-
ство вероятностей нарушится. Величина искомого показателя, соот-
ветствующая результату испытания F^, получит максимальную ве-
роятность, ближайшие к ней возможные значения Fk,t_\ и Fk,t+\ - не-
сколько меньшую, более далекие (F^_2 и /*^4-2) — еще меньшую и т.д.
Распределение FtJ будет зависеть от точности проведенного испыта-
ния. Оно должно соответствовать распределению возможных по-
грешностей, которое считается известным для данного метода (из
статистического анализа данных прошлого опыта). Изменение веро-
ятностей на к-м участке уменьшит на нем энтропию Н, что отразится
на о щей энтропии площадки, так как энтропия значений F по всей
ХньшенИёР«ТВЛЯеТ СУММУ ЭтР°ПИЙ <~ых Участков. Это
пытание. Если ТСМ значительней> чем точнее проводимое ис-
ность, неопределенность наТ ИСПЫТание имело нулевую погреш-
роятность значения F ст к* ^СТКС полностью исчезла бы: ве-
«.. Т"•’—* “• -1 • ‘ “
Испытание на каХХ “ ₽ °И НУЛЮ (Я= 1 'logl = °)'
ное снижение энтропии на это ₽УГОМ Участке вызвало бы аналогии-
сти испытания. Это дополни-? УЧасткс’ также зависящее от точно-
Дополнительно снизило бы общую энтропию
площадки. Таким образом, каждое новое испытание будет умень-
шать неопределенность наших представлений о значениях F, в пре-
делах площадки, т.е. уменьшать энтропию.
Если частично распространять полученный результат испытания
на соседние участки, уменьшение Я будет еще большим. Очевидно,
что возможность такой экстраполяции результатов будет зависеть от
неоднородности грунтов площадки. Условно выделим четыре случая
неоднородности площадок (см. рис. 2.24, б):
- максимальная неоднородность, не допускающая никакой экст-
раполяции результатов за пределы участка испытания;
— высокая неоднородность, допускающая экстраполяцию ре-
зультатов лишь на один ряд, т.е. на ближайшие участки, непосредст-
венно прилегающие к участку испытания;
— средняя неоднородность, допускающая экстраполяцию на два
ряда во все стороны;
- однородный грунт, допускающий экстраполяцию на 3 ряда в
каждую сторону.
Если размеры участков принять, например, равными 3><3 м, то это
означало бы, что в однородном грунте допустима экстраполяция на
10,5 м в каждую сторону, при средней неоднородности - на 7,5 м, при
высокой неоднородности — на 4,5 м, при максимальной - на 1,5 м (т.е.
только в пределах участка).
Очевидно, что уменьшение общей энтропии Я будет тем значи-
тельней, чем однородней грунт.
Различие энтропии до и после испытания характеризует количе-
ство информации по К. Шеннону (см. в [117]):
1 = Нь-Нь (2.24)
где Но и Н\ - энтропия до и после испытания соответственно.
Второе и последующие испытания на других участках этой же
площадки будет приводить к аналогичному уменьшению энтропии
Я, давая соответственно Я2, Я$, Нд ... и т.д. Разность между предше-
ствующим и последующим значениями энтропии всякий раз будет
давать количество информации о площадке (в битах), вносимое но-
вым испытанием.
Такая методика позволяет оценивать суммарное количество ин-
формации, содержащейся в результатах любой группы испытании
при любой их точности и неоднородности грунта.
Проведенный численный анализ различных ситуаций выявил
парадоксальный на первый взгляд результат: количество информа-
143
иии от достаточно большого числа приближенных испытаний может
благодаря неоднородности грунта превышать количество инфОрМа.
ции от малочисленных точных испытании. Так, например, расчет,
проведенный для описанных идеализированных условии, показыва-
ет, что на площадке, разделенной на 100 участков в однородных
грунтах (по принятым выше критериям), 20 приближенных испыта-
ний с погрешностью единичного испытания ±30% характеризуют
площадку примерно так же, как одно точное испытание с погрешно-
стью ±5%. При средней неоднородности такое же число приближен-
ных испытаний эквивалентно двум точным, при высокой неодно-
родности два точных испытания эквивалентны 6...8 приближенным,
а при максимальной неоднородности лишь 5. В работе [95] приведе-
ны графики зависимости количества информации от числа испыта-
ний и их точности применительно к площадкам различной степени
неоднородности, которые более подробно характеризуют описанные
выше закономерности.
К аналогичным выводам приводит и рассмотрение средних зна-
чений искомой характеристики F. В этом случае удобнее пользо-
ваться величиной стандартного отклонения результатов испытаний
(о) или относительной величиной - коэффициентом вариации (и =
= c/F). Само же рассмотрение средних характеристик также заслу-
живает внимания, так как усреднение результатов испытаний явля-
ется одним из этапов установления расчетных характеристик (со-
гласно международному стандарту ISO-2394 [15] и национальным
стандартам многих государств, в том числе России).
Допуская справедливость нормального закона распределения,
можно использовать то обстоятельство, что с ростом числа результа-
тов N стандартное отклонение и коэффициент вариации среднего
значения уменьшаются обратно пропорционально N. Величина ко-
эффициента вариации и должна составлять и = Jv? + и? , где Di и
- коэффициенты вариации, обусловленные соответственно неточ-
ностью испытания и неоднородностью грунта. Коэффициент вариа-
ции для однородных грунтов может быть принят равным 0,025,
Неточн™НеИ неодноР°Дноста 0,1, при высокой неоднородности 0,2.
тами вапиапииПп1эа/1ИИ “ожет ^ыть охарактеризована коэффициен-
носительнью пп™ (приближенное испытание) и 0,025 (точное). От-
ветствии с ппяи грешности испытаний должны быть равны в соот-
ветствии с правилами теории ошибок: Р
Д = г и
•а э
(2.25)
где ta - коэффициент Стыодснта ад™,. -
тельной вероятности а и числа результатовь^ия” Д°ВерИ’
Произведенные расчеты погрешностей соелХ
пытаний различной точности также пол™ Р Д РсзУЛ|=татов ис-
влияние неоднородности грунта. Например, пХёшностТспед
результата из двух точных испытаний оказывается ташже каХ
среднего из 15 приближенных - в однородных грунтах, шести пщ
ближенных - в грунтах средней неоднородности и всего лишь трех
приближенных - при высокой неоднородности.
Очевидно, что все сказанное выше относится нс только к пло-
щадке в целом, но и к любой се части, к отдельному инженерно-
геологическому элементу.
Таким образом, неоднородность грунта в значительной мерс сни-
жает ценность точных испытаний. Она делает результаты таких испы-
тании менее представительными. По этой причине недостаточное
количество испытаний может оказаться в ряде случаев более опас-
ным, чем недостаточная их точность. В то же время точные испы-
тания, как правило, очень дороги, сложны и требуют больших затрат
времени. В частности, испытания грунта штампом, испытания натур-
ной сваи статической нагрузкой часто продолжаются несколько суток
и по своей стоимости на порядок выше любого экспресс-метода испы-
таний. Такие сложные и дорогостоящие методы невозможно приме-
нять в объемах, позволяющих учитывать фактическую неоднород-
ность грунта. Использование же такого простого метода, как статиче-
ское зондирование, упомянутую проблему вполне решает.
Следует, однако, отметить в приведенных выше доводах одно
слабое место. Кроме случайных погрешностей, результаты любых
испытаний могут содержать систематическую погрешность, которая
не устраняется увеличением числа испытаний. Такую погрешность
можно устранить, лишь сопоставляя часть приближенных результа-
тов с точными, т.е. принимаемыми за эталон. Частично это может
решаться путем параллельного использования результатов несколь-
ких приближенных методов испытании, независимых друг от друга.
Очевидно, что такие испытания нс могут давать систематическую
погрешность лишь в одну сторону. В последующих главах будет по
казано, что наличие систематической составляющей в погрешностях
оценок характеристик грунта или несущей способности сваи по дан
ным зондирования имеет свои достаточно глубокие причины.
Таким образом, значительное количество точек 00^°®а''
площадки зондированием не является единственным усповисм эф-
фективности применения этого метода. Не менее важным
то».,,, 11А1 145
его применение в К0М1,^^_^в^%г0'результатов. Очевидно, что
испытаний может 6ыть вссьма незначи'
тельным и статическое зондирование позволяет его уменьшить до
оптимальных в экономическом смысле величин. В ряде случаев в
качестве корректирующей информации могут выступать данные ра-
нее проводившихся изысканий, в том числе на соседних территори-
ях, сходных по инженерно-геологическим условиям.
Изложенные соображения показывают, что статическое зонди-
рование целесообразно рассматривать как необходимый элемент
изысканий, дополняющий более точные испытания, если только
грунтовые условия позволяют это делать. Малочисленные точные
испытания, как бы тщательно они ни проводились, без статического
зондирования (или другого экспресс-метода оценки, которым можно
«прощупать» всю площадку), характеризуют лишь те участки, где
они проводились.
2.6. Некоторые обобщения практического характера
Приведенные в настоящей главе результаты исследований по-
зволяют сделать следующие обобщения.
1. Статическое зондирование представляет механическое испы-
тание грунта, отражающее одновременно как его прочность, так и
деформируемость. Сопротивление прониканию зонда qc обобщенно
характеризует весь комплекс механических свойств грунта, т.е. с ма-
тематической точки зрения представляет функцию нескольких пере-
менных, раздельная оценка которых возможна только при использо-
вании дополнительной информации. Тем не менее в реальном грунте
всегда наблюдается взаимная корреляция его механических характе-
ристик (<р, с, £), позволяющая приближенно выражать каждую ха-
рактеристику через другие характеристики. Хотя теснота такой кор-
реляции невысока, а форма связи оказывается неодинаковой в грун-
тах различного литологического и генетического типов, ее наличие
объясняет существование приближенных эмпирических зависимо-
стей типа qc (Е), qc ~/(ф), qc (с), характерных для каждого кон-
кретного типа грунта.
2. Эмпирические зависимости типа qc qc «Г (ср), qc *f(c)
мотут рассматриваться как частные случаи общей теоретической за-
тлрИтг0СТИ Е) пРименительно к конкретным видам грун-
ТОВ. Каждый вид обычно характеризуется своим диапазоном значе-
нии «индекса жесткости» (Е/тД своими диапазонами механических
146
характеристик (ф, с> £) „ рядом oco6eHHOCTe,t Как пп
эти виды грунтов соответствуют отложениям ™ К правило,
гического типа (пески, глины и т.д.) и опредеХ”ХТ
дювиальные, моренные и т.д.). 'сиезиса (ал-
Упомянутые простейшие региональные зависимости могут быть
получены непосредственно путем статистической обработки архивных
данных, содержащих результаты статического зондирования, прово-
димого параллельно с другими более точными методами испытаний
грунтов. Установление эмпирических зависимостей (формул или таб-
лиц) должно делаться дифференцированно, применительно к конкрет-
ным видам грунтов. Например, пески всегда должны рассматриваться
отдельно от глинистых грунтов, грунты разного генезиса также долж-
ны обрабатываться раздельно и т.д. Достоверность таких зависимостей
будет тем выше, чем уже диапазон грунтов, который они охватывают.
Наиболее дифференцированным должен быть выбор формул для мо-
дуля деформации, которые согласно рассмотренным теоретическим
представлениям должны отличаться наибольшим разнообразием.
3. Условия работы грунта под зондом характеризуются значи-
тельными скоростями деформаций и преобладанием процессов вяз-
кой ползучести скелета грунта над процессами фильтрационной кон-
солидации. О таком преобладании свидетельствуют:
- чрезвычайно слабое уплотнение глинистого груша под зондом;
- тенденция возрастания сопротивлений грунта при увеличении
скорости погружения зонда;
— связанное с предшествующей особенностью снижение сопро-
тивлений грунта при переходе движущегося зонда в состояние ус-
ловного предельного равновесия (зондирование «со стабилизацией»
см. раздел 2.3).
В связи с этим сопротивление грунта под конусом зонда отражает
его свойства, соответствующие быстрым механическим воздействиям,
т.е. прочностные свойства соответствуют небронированному сдвигу,
деформационные — нестабилизированным деформациям. Оценка же
стандартных характеристик грунта, соответствующих стаоилизиро-
ванному состоянию (завершенной консолидации), является «косвен-
ной». Она возможна в силу того, что характеристики, определяемые
при быстром загружении (при высоких скоростях деформации), кор-
реляционно связаны с характеристиками, соответствующими медлен-
ному загружению, обеспечивающему полную консолидацию.
4. В грунте непосредственно под конусом зонда возникают вы-
сокие нормальные напряжения, на порядок превышающие давления,
характерные для оснований большинства фундаментов на сстсствсн-
10*
147
„ давлениях действие закона Кулона в Гл„.
НОМ основании. При фик <« ~ °» искривляется и асимПто.
„истых грунтах лш.ию «г = const» (соответствующую
тичсски переходит в р g „ссвязных (песчаных, гравелн*
<Р = о при высоком значс лр0ЯВЛЯться, так как в Ш|х
стих) грунтах этот ирон <<т _ соотвстствуст очень высо-
упомянутое искр «лсш очснь редко достигаются
ким нормальным напр о6стоятсльство существенно увеличивает
при зондировании. 1МИ теоретическими зависимости-
,» "«°™ .о-
П рвых Тозможность лишь приближенного определения зонднрова-
нХ механических характеристик грунта, соответствующих «обыч-
ным» условиям его работы в основаниях мелкозаглубленных фунда-
ментов. Во-вторых, оно объясняет основную причину существенного
различия эмпирических формул Чс ~/(*р)> Яс в песках
и глинистых грунтах.
5. Конструкция зонда (принадлежность его к I или II типу по
ГОСТ 19912-2001 [25]) влияет на получаемые результаты. Наличие
кожуха у зонда I типа (см. рис. 1.1) увеличивает сопротивление
грунта под конусом qCi т.е. в одних и тех* же грунтах у зонда I типа
оно должно быть несколько большим, чем у зонда II типа, не имею-
щего кожуха. Это наиболее заметно проявляется в глинах и суглин-
ках, где упомянутое увеличение qc может достигать 10...20%. В пес-
ках такое увеличение обычно составляет лишь 2...3%, что вполне
позволяет пренебрегать им в практической работе. Сопротивле-
ния грунта по боковой поверхности зонда I типа (Qs) и на муфте тре-
ния зонда II типа (Q представляют совершенно разные величины
(первая - силу, вторая - напряжение), относящиеся при этом к раз-
ным зонам грунта. Их сравнение, как правило, смысла не имеет.
6. Незначительные отклонения от стандартных размеров зонда
(диаметра, угла заострения) относительно мало влияют на получае-
мые результаты зондирования.
неж^пэтрп6 МеНее Использование нестандартных зондов все равно
стей втмАж°’ ТЭК КаК неопределенн°сть возникающих погрешно-
тодического xanatr^ Суммирования с Другими погрешностями (ме-
чаемых n^v Хараетер*) могУт существенно
чаемых результатов. В ситуациях
стандартные зонды, целесообразно
результаты. Такие поправки г-
кретного случая на основе сравнена
нестандартного зондирования ИЯ резУльтатов стандартного
снижать качество полу-
когда приходится применять ис-
ходить поправки в получаемые
следует устанавливать для каждого кон-
। и
14R
Изменения размеров зонда вследствие его износа, как правило
слабо влияют на получаемые результаты, так как такие уменьшения
Обычно нс превышают долей миллиметра. Международные нормы
[139] ограничивают уменьшение диаметра конуса величиной оЛм
уменьшение его высоты - величиной 7 мм (относительно стандартных
размеров - см. рис 2.8). Отечественный стандарт [25] устанавливает
более жесткие ограничения: для диаметра конуса - нс более 0,3 мм,
уменьшение высоты - нс более 5 мм. Международные нормы обраща-
ют особое внимание на то, чтобы диаметр конуса не был меньше диа-
метра муфты трения у зонда II типа или прилегающей зоны штанги у
зонда I типа более чем на 0,35 мм. Болес жесткие требования отечест-
венного стандарта [25] этим условиям удовлетворяют автоматически.
Создание искусственной шероховатости поверхности муфты
трения и конуса создаст условия, при которых обеспечивается «тре-
ние грунта о грунт», однако такая поверхность быстро изнашивает-
ся, превращаясь за 1...2 месяца в гладкую. Так как изменения степе-
ни шероховатости муфты трения оказывают сильное влияние на по-
лучаемые результаты, наибольшая определенность и стабильность
измерений достигается при гладкой поверхности зонда, что и приня-
то в международных нормах.
7. Скорость погружения зонда относительно мало влияет на по-
лучаемые результаты зондирования. Несмотря на некоторую проти-
воречивость экспериментальных данных различных авторов и боль-
шие «разбросы», не вызывает сомнений тенденция слабого возрас-
тания сопротивлений грунта при возрастании скорости погружения
зонда (в интервале скоростей 0,1...5 м/мин сопротивления меняются
в среднем не более 20...30%). В пределах допустимого стандартами
интервала скоростей 1,2±0,3 м/мин (20 мм/с) таким влиянием можно
пренебречь, т.е. получаемые результаты можно считать независящи-
ми от скорости зондирования.
8. Измерение сопротивлений грунта в процессе перехода зонда в
состояние предельного равновесия (зондирование «со стабилизацией»)
позволяет получать дополнительную информацию о виде, состоянии и
реологических свойствах грунта, характеризующих его поведение при
снижении скоростей деформаций, приближающихся к нулю. Плавное
уменьшение во времени сопротивлений грунта qc nfSi характерное для
большинства случаев зондирования «со стабилизацией» («релаксаци-
онно-ползучие» испытания), так же как и возрастание этих сопротивле-
ний при увеличении скорости погружения зонда при традиционном
способе зондирования, указывает на преобладание процессов вязкого
течения скелета грунта над процессами фильтрационной консолидации.
149
9 отклонение зонда ^иной существенных искажений
его погружения может быть при которая будет завышаться.
фТкгичХ глубины его, now* используя зонды с инклиномет-
Эту погрешность можно уЯР»метрОв представляется допус-
ром. Применение зондов б«-и м> как на таких глуби.
тимым при глубинах зондов сказываются на определении
нах отклонения зонда несу
глубины его погружения. показаЛ; что приближенные испыта-
10. Теоретический анализ^_, в досгаточНо большом
ния, выполняемые на изу_ информации, чем малочисленные
количестве, могут нести точность конкретного не-
точные испьгг^^СПреДСТаВ11Телшости получаемого результата
(“типичности для данной площадки). Разработанные матема-
тике модели позволяют по ожидаемым погрешностям определи
"комых характеристик количественно оценивать суммарную
информативность комплекса приближенных испытании, устанавли-
вая какому числу точных испытаний такой комплекс эквивалентен.
Практически это означает возможность определенной компенсации
неточности оценок их количеством. По этой причине преимущества
статического зондирования должны в достаточной мере проявляться
при выполнении на площадке большого числа зондирований, что
реально лишь при высокой производительности применяемого обо-
рудования. В связи с тем, что увеличение числа измерений не
уменьшает систематических погрешностей (ошибок), оптимальным
является применение статического зондирования в комплексе с ма-
лочисленными точными испытаниями, по которым можно проводить
корректировку результатов зондирования, снижая до минимума сис-
тематические (для данной площадки!) погрешности.
*»
150
ГЛАВА 3. ПРАКТИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ
ИСПОЛЬЗОВАНИЯ СТАТИЧЕСКОГО
ЗОНДИРОВАНИЯ В ИНЖЕНЕРНО-
ГЕОЛОГИЧЕСКИХ ИЗЫСКАНИЯХ
3.1. Изучение характера напластования грунтов
(построение литологических разрезов)
3.1.1. Идентификация литологических разновидностей
грунта
Изучение характера напластования грунтов и построение лито-
логических разрезов представляет важнейшую задачу любых инже-
нерно-геологических изысканий. Ее решение осложняется тем, что
точные методы распознавания литологических разновидностей
грунтов (бурение, шурфование и проч.) дают информацию лишь об
отдельных точках площадки, располагающихся на значительных
расстояниях друг от друга. Согласно рекомендациям СП 11-105-97
[92] даже при наиболее подробных изысканиях (для разработки ра-
бочей документации) такие расстояния колеблются в пределах
20... 100 м. Обо всем, что находится между скважинами или шурфа-
ми, можно строить лишь предположения. С другой стороны, методы,
предназначенные для обобщенного изучения больших массивов
грунта (геофизические и проч.), пока не обеспечивают желаемой
достоверности такого распознавания. В этой связи уже многие годы
отечественными и зарубежными специалистами изучается вопрос: в
какой мере статическое зондирование способно решать подобные
задачи, т.е. устанавливать литологическую принадлежность отложе-
ний, прорезаемых зондом. Это важно потому, что зондирование по-
зволяет обследовать площадку по значительно более «густой сетке»,
чем это возможно методами традиционного бурения (при аналогич-
ных материальных затратах и сроках работ).
В разделе 2.4.3 отмечалось, что с увеличением угла внутреннего
трения (р и индекса жесткости £/ig сопротивления грунта под кону-
сом qc возрастают более интенсивно, чем на муфте трения f. В связи
с этим пескам, имеющим, как правило, значительно более высокие
значения ср и E/xs, должны соответствовать и более высокие значения
qc при тех же fs. Кроме того, понижение (р при больших нормальных
давлениях (см. рис. 2.21) в песках соответствует во много раз боль-
шим давлениям о9, чем в глинистых грунтах. По этой причине вбли-
151
йотает как пластичный материал
,пипа глинистый грунт рас' обычно продолжает сохра-
ЗИ К°Твто время как песок в это” нитсльно увеличивает раз-
с *Р ~ в * и значенис Ф- JTU д песков и глинистых грунтов
ниТцу“значениях Чс, А В определенной мере это
<ппи мало различающихся значен криволинеиНость связи т ~ о
Хо отображение в формуле J )^нсданый р0Ст величины ф с
отражалась величиной!, я ф „ £Ag виден из рис. 2.20.
увеличением угла внУП’«*нсг0 ения/, в песчаных и глини-
Сопротивление же грунта н чт0 ВИДНО) в частно-
стых грунтах относительно ।« угла внутреннего трения <р в
Глинне^компенсируются значительно большей, чем в
песках, величиной удельного сцепления с.
Как уже отмечалось, впервые возможность идентификации пес-
ков и глинистых грунтов по данным зондирования обнаружил
Ф. Бегеманн, предложивший до этого зонд с муфтой трения [126].
Эмпирическим путем он установил, что отношения сопротивления
грунта под конусом qc к сопротивлению на муфте трения f в песках
имеют значительно большие величины, чем в глинах. На рис. 3.1
представлена классификация грунтов по соотношению qc и fs в том
виде, в каком она была им опубликована в 1965 году [126].
Чс>
МПа
40
30
20
10
Процентное
содержание
частиц < 16р.
Глинистый
грунт
Песок и гравий
о
Пылеватый
песок
°,5 0,6 0,7
Рис. 3.1. Классификация грунтов по соотношению сопротивлений
под конусом (qc) и на муфте трения (/Д предложенная Ф. Беременном
в 1965 году [126]
0
о 0,1
5
•5
25
35
45
65
95
100 /
Л ПТмрптмя^Тг!^3’ й 1967 году американский специалист
следований По РГ °ПУ ликовал свои результаты аналогичных ис-
следовании. Но его сведениям »
V ведениям, В условиях IllTsvrn /Ъ-- --
чинеЛ/9с также удавалось выделять основные классификационные
группы грунтов, хотя и не с такой детальностью, ц"оннь1с
ф. Бегеманн:
как это предлагал
fs/Цс< 0,5% - мягкие скальные породы, ракушечник;
f/Qc = 0,5...2% - пески, пылеватые грунты;
//(7с = 2...5% - супеси;
//^>5% -глины.
В СССР в 60...70-е годы также проводились аналогичные иссле-
дования [3, 73], причем результаты несущественно отличались от
приведенных выше. В частности, в нормативном документе СССР
того времени СН-448-72 [82], регламентирующем использование
статического зондирования, приводились указания по идентифика-
ции песков и глин упомянутым способом.
В дальнейшем этот вопрос изучался многими специалистами,
вносившими те или иные уточнения. Довольно быстро стало ясно,
что точность предложенного метода невелика, по крайней мере про-
центное содержание глинистых частиц таким способом определять
нереально. Было замечено, что отношение qc/ f , получившее, как
уже упоминалось (см. раздел 2.5), наименование «индекс трения»у
или обратная величина, y.Q.f/qc - фрикционное отношение, недоста-
точно характеризует литологический тип грунта: необходимо также
принимать во внимание и сами значения qc и f (особенно <?с).
По этой причине все большую популярность стали приобретать кар-
ты-схемы (chart), на которых в координатах qc~f, qc ~ fJ Qc или
Qc ~ qcSfs выделялись зоны, соответствующие тем или иным класси-
фикационным группам грунтов. В настоящее время такой подход
стал наиболее распространенным. В качестве примера карты, ис-
пользуемой в современной практике, на* рис. 3.2 приведена карта
В.Дж. Дугласа и Р.С. Ольсена [135], составленная на основе обра-
ботки данных изысканий в западных регионах США. На рис. 3.3
представлена аналогичная карта П.К. Робертсона, Р.Г. Кампанеллы и
Дж. Грейда [161], построенная по данным изысканий в Канаде (зон-
ды были оснащены пьезометрами, поэтому вместо qc авторы исполь-
зовали откорректированную величину qh учитывающую особенно-
сти конкретного пьезозонда — подробнее см. разд. 3.2.3).
Как видно из рис. 3.2 и 3.3, рассмотренные карты-схемы по со-
держанию различаются довольно мало, несмотря на то что они по-
лучены в разных регионах. Авторы используют неодинаковую тер-
минологию, причем qt f qc, ощш), пренебрегая небольшим различи-
ем между qt и qCi можно сравнить результаты идентификации грунта,
соответствующие каждой карте-схеме. Например, при qc = 1 МПа,
отопшение составит 7?/ fs^Qc 50/1000 =
/5 = 50 кПа ФРИКЦИОННОетяМ1,10 а и R, соответствует по В. Дугласу и
= 0,05 = 5^ТакОХСйтонкодисп^рсньш грунт», т.е. по терминологии
др. (рис. 3.2) «связи „ли «суглинок». По П. Робертсону и
российских <<ГЛИна» (зона 3 на рис. 3.3).
др. этому сочетанию соответст у
100
80
- 60
сз
Е 40
20
10
8
6
4
2
1
0,8
0,6
I / s'
\
\ О /
\
Несвязный ^//
1 грубодисперсн.
\ грунт Несвязный
\ X грубо- ИТОНкодисп.
\ грунт^
\ /х^е,
Относительна
1 устойчивые
\ пескйчХ
<u
*йч
<D
I
о
к* 0,4 -
О
О
0,2;
0-
0
'Связный I
Супесь / тонкодисперс.
0 к[
ЧуВСТВ/^Ч^О; *—----------
супеси/ Т(^>ф
Чувствит. „ . ~ ,
J f = 1? S к
ГЛИНЫ ____Js > *
1 2 3 4 5 6
Фрикц. отношение fsl qc,%
S
&
Рис. 3.2. Карта-схема определения видов грунтов по В. Дугласу
и П. Ольсену (135]:
Il - показатель текучести, Ко — коэффициент бокового давления в покое:
отношение горизонтального природного давления к вертикальному
’ • Ч • 1 * I 4 1
При qc = 1 МПа,/5 =15 кПа получается 7?у = 1,5%, что по В. ДУ"
гласу и др. соответствует «чувствительным смешанным грунтам»
(sensitive mixed soils). По П. Робертсону и др. это - «пылеватый гли-
нистый грунт» (clayey silt to silty clay).
При qc = 5 МПа,у; = 100 кПа получается Rf = 2%. По В. Дугласу
и др. это соответствует «несвязным грубодисперсным грунтам»
кам». По П. Робертсону и дп это °И З^минолопш «пес-
ненная супесь» (silty sa^d to sandy si^ ™"
читальные. ₽а3°М’ различия имеются, но они, как правило, незна-
154
Следует отметить, что одному и тому же фрикционному отно-
шению Rf могут соответствовать совершенно разные грунты. Напри-
мер, на рис. 3.3 вертикаль Rf - 2% «прорезает» почти все выделен-
ные на картс-схсме зоны - от чувствительных глии до сцементиро-
ванных песков. То же можно сказать и об удельном сопротивлении
грунта под конусом qc: одному и тому же значению qc могут соот-
ветствовать и песчаные, и глинистые грунты, особенно в зоне
qc = 1... 10 МПа, что видно и из рис. 3.2, и из рис. 3.3.
I
Рис. 3.3. Карта-схема определения видов грунтов
по П. Робертсону и др. [161]:
е - коэффициент пористости, St - показатель чувствительности, OCR - ко-
эффициент переуплотнения (отношение максимального природного давле-
ния, действовавшего ранее, к действующему в настоящее время), Id - отно-
сительная плотность сложения грунта, qt- откорректированная величина
сопротивления грунта под конусом зонда, учитывающая показания пьезо-
метра и некоторые конструктивные особенности пьезозонда 1,1 •••1,э (?с),
подробнее см. в разд. 3.2.3.
Виды грунтов: 1 - чувствительные тонкодисперсные (sensitive fine grained),
2 - заторфованныс, 3 - глины, 4 - пылеватые глинистые (silty clay to clay),
5 - то же с большей долей пылеватых частиц (clayey silt to silty clay), 6 -
пылеватые и опесчанснные супеси (sandy silt to clayey silt), 7 — пылеватые
пески и опссчаненныс супеси (silty sand to sandy silt), 8 — пески, в том числе
с примесью пылеватых частиц (sand to silty sand), 9 - пески, 10 - гравели-
стые и крупнозернистые пески, 11 - очень плотные тонкодисперсные, 12 -
пески сцементированные или переуплотненные
п т* KjrnUkTmTiiwLVji tit1 вт
155
, m внимания заслуживает тот факт, Что
Тем не менее особого вн плошадках разных регИо„Ов (
ним и тем же зна«н« £гиона) могут соответствовать pJ
иногда Даже одного . ™ быть СВЯЗаны со спецификой и I
ные грунты. Причины это каждого КОНКретного региона, т.е. с
женерно-геологических у * последуюЩеи геологической ис-1
различным проИС”нгОВ Литологическое сходство грунтов Со.
-горней изучаемых ТУ личий в их структуре и текстуре, которые
вершенно не исключ и к оме того, на величины R/ СИЛЬНо
отражаются на зн* случайные факторы. Как отмечается в мо.
влияют “ног°™сна и [151], Среди специалистов по зондированию
—но существует мнение, согласно которому результаты изме-
мний7 те. сопротивлений грунта на муфте трения, менее точны и
менее надежны, чем результаты измерении qc, т.е. сопротивлений
под конусом При использовании различных нестандартных зондов
это проявляется особенно заметно, так как размеры муфты трения
значительно больше влияют на получаемые результаты, чем размеры
конуса. Необходимо также отметить, что f3/qCi как частное двух слу-
чайных величин, является менее стабильной величиной, чем fs и qc в |
отдельности, т.е. обладает большей дисперсией и соответственно
содержит большие погрешности.
На точность измерений негативно влияет одна особенность воз-
никающего под зондом напряженно-деформированного состояния
грунта. Результаты измерений qc всегда отражают механические
свойства грунта, не только прилегающего к конусу, но и распола-
гающегося на некотором удалении ниже его. Зонд, приближаясь к
более прочному или более слабому слою, заблаговременно его «чув-
ствует», т.е. сопротивления qc начинают возрастать или уменьшаться
не сразу при достижении кровли нового слоя, а постепенно, по мерс
приближения к нему. Эта особенность проявляется по-разному в
грунтах различной прочности и сжимаемости. Как отмечается в мо-
Яунна и др. [151], в слабых глинистых грунтах (soft ma-
«сфера влияния>> конуса не превышает двух-трех его диамет-
(stiff materi:Tk>Ta^aPTH0M 30нде Ю см. В прочных же грунтах
метров конуса^ т?еРа ЭТ°Г° влияния Увеличивается до 10...20 диа-
ет, что в прочных Примерно до 35...70 см. Практически это означа-
границы тонких 30нд не позволяет точно устанавливать
слоев 70...75 см ппичрм^ СЛОев* '^то возможно лишь при толщине
неизбежно искажаться Н СОПротивления Яс на контакте слоев буДУт
точно обнаруживать полп^°ТИВ’ В слабых грунтах можно довольно
жжение инородных слоев толщиной Ю см
156
[151]. Естественно, что при толщине слоев 3...5 см (ленточные гли-
ны) рассчитывать на высокую точность установления границ таких
слоев не приходится.
В целом упомянутые выше факторы нс могут быть жестко
регламентированы. При решении конкретных инженерно-
геологических задач часто приходится опираться на опыт проведе-
ния изысканий в данном районе, использовать методы, еще нс на-
шедшие отражения в общих нормативных документах. В этой связи
особенно полезным является изучение опыта идентификации грун-
тов зондированием в самых разнообразных региональных услови-
ях, так как любая возникающая ситуация может иметь аналоги,
уже встречавшиеся и изученные в других регионах. Ниже приво-
дятся некоторые типичные примеры обобщения местного опыта
применения статического зондирования для идентификации типов
грунтов.
На рис. 3.4 приведена карта-схема для идентификации песчаных
(а) и глинистых (б) грунтов г. Москвы, составленная Р.С. Зиангиро-
вым и В.И. Каширским [38] на основе обработки материалов инже-
нерных изысканий Мосгоргеотреста. По сравнению с ранее рассмот-
ренными картами-схемами представленная карта-схема отличается
большой подробностью, так как в ней выделяется 18 наименований
грунтов. По этой причине авторы предпочли не объединять в еди-
ную карту-схему песчаные и глинистые грунты, так как это сущест-
венно ее усложнило бы.
Инженерно-геологические условия Москвы отличаются исклю-
чительным многообразием, поэтому их изучение полезно не только
для изыскателей Москвы, но и других регионов.
Нужно отметить, что по данным [38] значения qc в глинистых
грунтах нигде не превышали 6 МПа. Это порождает определенные
сомнения в достоверности табл. 4 приложения «И» СП 11-105-97
[92], где твердая консистенция глинистых грунтов соответствует
значениям qc до 20 МПа. Опыт многолетнего применения зондиро-
вочной установки С-832 в разных регионах СССР также показал, что
в глинистых грунтах очень редко сопротивления грунта под конусом
превышают 5 МПа. По-видимому, упомянутая таблица основывалась
нс только на опытных данных, но и включала определенную экстра-
поляцию таких данных.
Рассматриваемые данные указывают на невозможность точной
идентификации (только по данным зондирования) глинистых и пес-
чаных грунтов в диапазоне данных зондирования qc = 1...6 МПа и
fs/qc = 1...3%.
157
6)
Рис. 3.4. Карты-схемы для идентификации грунтов на территории
Москвы [38]:
а - песчаные грунты (пунктиром показана зона возможного обнаружения
глинистых грунтов согласно схеме б): 1 — супеси пылеватые и песчаные,
рыхлые, 2 пески мелкие, 3 — гравийно-галечниковый грунт, 4 — пески гра-
велистые и гравийно-галечниковый грунт, 5 - пылеватые пески, 6 — пески
вогл пл™УПН°оГИ’ 7~ пески рунные, 8- пески мелкие и пылеватые мело-
раста, 9- пески средней крупности, рыхлые (е = 0,75), единичное
& испытание;
стачной кшкига 2^ CTraH?ble ГР>’НТЫ мягк°пластичной и текучепла-
озерно-болотные с ппимр У НКИ’ глины> сУлеси аллювиальные, мергели
глины юрскиеи меогетшЬЮ ”” в^еств, мягкопластичные, 3-
ществ, тугопластичные 4 °3ерН°’ олотные с примесью органических ве-
жижению, 5-органоминеп^м^11 ПЬ1Леватые и песчаные, склонные к раз-
6 - мергели озерно-болотные грунты и торфы с высокой влажностью,
ренные, полутвердые, тугоплйгтС°ПЛаСТИЧНЬ1е’ суглинки и супеси мо-
Реиные, полутвердые и твердые с ЧНЬ1е’ & ~~ сУпеси и легкие суглинки мо-
с₽еДней крупно ДКЛ^еНИЯМИ Ч*вия и гальки, 9 - песок
РУ пости, пропитанный ГСМ
158
На рис. 3.4, а пунктиром показана зона возможного обнаружения
глинистых грунтов. В этой зоне могут находиться песчаные грунты:
- супеси пылеватые и песчаные, рыхлые (поз. 1 на рис. 3.4, а)\
- пески мелкие (поз. 2 на рис. 3.4, а);
- пылеватые пески (поз. 5 на рис. 3.4, а)\
и глинистые грунты:
- суглинки и супеси моренные, полутвердые, тугопластичные
(поз. 7 на рис. 3.4, б);
- супеси и легкие суглинки моренные, полутвердые и твердые, с
включениями гравия и гальки (поз. 8 на рис. 3.4, б);
- глины юрские и мергели озерно-болотные с примесью органи-
ческих веществ, тугопластичные (поз. 3 на рис. 3.4, б);
- супеси пылеватые и песчаные, склонные к разжижению (поз. 4
на рис. 3.4, б).
Например, значения qc = 2,2 МПа и f/qc - 3% могут соответствовать
как пылеватым пескам (поз. 5 на рис. 3.4, а), так и юрским глинам или
мергелям озерно-болотным (поз. 3 на рис. 3.4, б). Значения qc = 3,2 МПа
и f/qc ~ 2% могут соответствовать как мелким пескам (поз. 2 на
рис. 3.4, а), так и моренным суглинкам или супесям (поз. 7 на рис. 3.4, б).
Из обобщенных данных, представленных на рис. 3.4, вытекает
довольно важный вывод, согласно которому к глинистым грунтам
можно более или менее уверенно относить только те грунты, у кото-
рых fs/qc > 3,2%, а к песчаным - грунты, у которых qc > 6 МПа.
В остальных случаях решения можно принимать только при наличии
дополнительной информации в форме результатов контрольного бу-
рения, результатов изысканий на соседних территориях или хотя бы
наличия местного опыта изысканий в этом районе.
Тем не менее и такой вывод целесообразно ограничить регио-
нальными условиями. Это видно из сопоставления обобщений, пока-
занных на рис. 3.4, с приведенными выше картами американских и
канадских специалистов (см. рис. 3.2 и 3.3). Можно заметить, что, не-
смотря на разные геологические условия Восточной Европы (Моск-
вы) и североамериканских территорий, результаты использования
этих карт во многих случаях аналогичны, но имеются и расхождения.
Согласно карте П. Робертсона и др. (см. рис. 3.3), как и карте В. Ду-
гласа и др. (см. рис. 3.2), значения qc > 6 МПа тоже соответствуют в
основном песчаным грунтам. Однако поз. 11 на рис. 3.3 относится к
очень плотным тонкодисперсным, т.е. глинистым грунтам. Значения
> 3,5%, по данным этих авторов, соответствуют в основном гли-
нистым грунтам, однако и в этом случае поз. 12 на рис. 3.3 с этим не
согласуется, так как она соответствует сцементированным пескам.
159
_____------------- иных исследований, выполненных в
Анализ результатов аналогии изложенных представлс-
пггих^егиоиах, существен»® Н соответствуют малые фрикцион-
НИЙ У всех авторов пескам °быч леНИЯ грунта под конусом Чс.
Хе этношеиия/ЛсИ высокие с Р ерны для ГЛИНистых
Напротив, большие значения Ж когда какие.либо сди.
тов У веек авторов встречаю какими ранее установленными
ничныс результаты не вя^ fl) к сожаЛению, некоторые спе-
правилами (типа п03- скрывают.
циалисты такие ситуации р
карт-схем составляются в упрощен-
Большинство региональн г ДОПОлняются таблицами,
ной форме без дет^“а“” уточнения.
содержащими те или иные уг дая карта.схема> полученная
На рис. 3.5 приведен У Р результатов изыскании на
В.п. Беляевым [4] на осно (для удобства сравне-
„„три» г. с“,р“" “’„„.««.и» т р«. 3-5 "°™™
Рис. 3.5. Карта-схема В.П. Беляева [4]
для идентификации грунтов
на территории Самары и Самарской
области
Для более подробной идентификации грунтов В.П. Беляевым
предлагается специальная таблица (табл. 3.1).
Если сопоставить приведенные рекомендации В.П. Беляева с реко-
- на территортХсТХпеТ- а™роВ) можно отметить следующее:
ношения//^находятся применил ЛаС™ “ ПССКах Ф₽икЦионные от'
конской области (в табл 3 1 /у - том Же диапазоне> как и в Мос-
еитуация наблюдается в глин ~~ практически такая же
несколько выше, чем в Моск J™* 5рунтах> но нижний предел /Л с
в ТО время как в Москве оно coeX?6"'11 значениеЖ больше 2%,
но составляет примерно 1%;
160
В.П. Бол.» Обнаружил ; cZSX",?
(^достигало 13 МПа). ' еи
Таблица 3. /
Типичные значения фрикционного отношения/, /qc грунтов
на территории Самарской области (по В.П. Беляеву)
Генезис и возраст пород Г еоморфологический элемент Крупность песка или число пла- стичности глинистого грунта Фрик- ционное отноше- ние /Лс,%
h: III терраса p. Волги II терраса р. Самары Песок мелкий и пылеватый 0,5...2,3
<1011-111, Av, h: II и III террасы р. Волги 4...6 2,0...4,0
8...12 2,7...5,2
» I и II террасы р. Самары 13...17 3,0...6,0
QPill, Av И терраса р. Волги 13...17 2,3...5,8
aQll, h: I и III террасы р. Волги 13...17 2,5...5,5
18...22 3,0...6,1
dQ Делювиальные склоны 15...25 3,0...8,0
Pi Водораздел и склоны 17...30 6,0...10.0
В табл. 3.2 приведены критерии идентификации грунтов для Рес-
публики Башкортостан, разработанные А.В. Норшаяном и др. [59].
Табл. 3.2 отражает более осторожный подход к использованию
фрикционного отношения, роль которого ограничивается отнесением
грунта к глинам, суглинкам или пескам (супесей в Башкирском Прс-
дуралье чрезвычайно мало), при этом граница между глинами и суг-
линками выражена довольно слабо. Более детальное разделение дела-
ется по сопротивлению грунта под конусом qc, которое становится
основным критерием идентификации грунтов. Наиоольшсе значение
фрикционного отношения fs/qc У песков соответствует 2,5%.
Основным выводом из всех приведенных выше карт-схем и таб-
лиц следует считать невозможность надежного определения вида
грунта только по данным зондирования. Необходимость дополни-
тельной информации признается практически всеми специалистами
и Заказ 1141
161
“ и за рубежом, имев™»—,-**«ттаиоолее На
как в нашей стране/.0£мацией являются результаты буре^
дежной дополнительной Ф литологические колонки с
скважин и получаемые» ^^енно, что количество буроВЬ1х
описанием видов rpy ования может быть существенно со
скважин при наличи ,, зарубежной практике уже многие годы
крашено. Тем не « успешные попытки использования еШе
предпринимаю^Это данные, получ^
одного вина дополни^ оснащенных пьезометрами. Хо
практике пьезозонды применяются чрезвычайно
—ТХ их использования при идентификации видов грунтов,
безусловно, заслуживают внимания.
Таблица 3.2
Критерии идентификации грунтов на территории Республики
Башкортостан (по А.В. Норшаяну и др. [59])
i
J ,
I
i
i"
4.
Наименование грунта Сопротивление грунта под ко- нусом зонда 9с МПа Индекс трения If = 4c/f, (фрикц. отношение Rf =f,/4c, %)
Суглинок текуче- и мягко- пластичный <1,0 10...50 (2...10)
Суглинок тугопластичный 1,0...2,5 10...50 (2...10)
Суглинок полутвердый 2,5...4,0 10...50 (2...10)
Суглинок твердый >4,0 10...50 (2...10)
Глина текуче- и мягкопла- стичная <1,0 < 40 (> 2,5)
Глина тугопластичная 1,0...2,5 < 40 (> 2,5)
Глина полутвердая Глина твердая Песок пылеватый 2,5...4,0 < 40 (> 2,5) _
>4,0 < 40 (> 2,5)
<1,5 > 50 (< 2,0) __
иесок мелкий 1,5...2,5 > 50 (< 2,0) _
Песок сред. крупносги Песок крупный ~~ Песок гравелистый ~~ 2,5,„5,0 5,0...7,0 >5О(<2,О) > 50 (< 2,0)
7,0...12,0 — > 50 (< 2,0)
1 раВИИ >50(<2,0)___J
На основе замеров порового давления определяется та и™
вспомогательная величина, которая использХ™ * ИНая
рия идентификации вида грунта. Чаще всего в качествГтакой'вГ^
Г"Г[151?" <<ПаРаМСТР П°Р0В0Г0 Д“Я>> <”Оге ~ Р-
I — U1 u°
Чс-Vvo
где «2 поровое давление, измеряемое между конусом и муфтой
трения;
и0 - гидростатическое поровое давление («стабилизированное»
поровое давление, действовавшее до погружения конуса);
qc - сопротивление под конусом (в ряде случаев откорректиро-
ванное применительно к конструкции пьезоконуса, обозначаемое
иногда как #,);
ovo - общее давление пригрузки (природное давление) в грунте
на рассматриваемой глубине.
Необходимость корректировки qc возникает при различии меж-
ду наружным диаметром основания конуса и диаметром его внут-
реннего элемента, на котором измеряются усилия (если шкала изме-
рительного узла этого не учитывает автоматически).
Составители карты-схемы на рис. 3.6 предполагают использова-
ние этой карты совместно с картой, приведенной на рис. 3.3.
Как видно из рис. 3.6, параметр порового давления Вч, отра-
жающий относительную величину избыточного порового давления,
обнаруживает тенденцию к возрастанию с уменьшением размеров
частиц грунта. В глинистых грунтах он в основном больше, чем в
песчаных, в мелких песках он в основном больше, чем в песках
средней крупности и т.д. Тем не менее эта тенденция не является
общим правилом: зоны, характеризующие каждый вид грунта, охва-
тывают широкие диапазоны значений Bq, включающие отрицатель-
ные значения. Например, в глинах (поз. 3) величина Вч может при-
нимать значения от -0,1 до 1,3, в песках (поз. 9) - от -0,05 до 0,1.
Нулевые значения Bqy отражающие ситуацию, когда поровое давле-
ние не возрастает, возможны почти во всех грунтах: вертикаль Bq — 0
пересекает все зоны, кроме 1 и 2. Исходя из рис. 3.6 можно лишь ут-
верждать, что при Вч > 0,2 грунт относится к глинистым (т.е. не яв-
ляется песком). Однако и эта граница особого доверия не может вы-
зывать, так как в публикациях других авторов она иная. На рис.
И
163
______ ^)ict pan.
на тему (по-видим01,17>
__ -яГр'ай«^^еДО®аНЙ _ ^84 год) К. Сеннесета и
напева ^ьнЫ^ вОпр°са ницей песков явдЯСКя
<кспе<^ <1 из ^увеличения
Вч не толъ.
:^^5^^^"оот“т'”ич
зекУчесТ1LtaM М°*Н° о > ОД
ни^^2МПа«Б’'
вкоюрь1*41'
Рис 3 6 IC
получаемым с₽помощью°п^п ЛеН"Я ®ИДОВ ГРУНТОВ по Данным,
Обозначения те же, что и на рис зТ? - "° П‘ РобертсонУ " «Р- 11б11
сл“ коэффициент переуплотне показатель чувствительности,
р, д с°противлеми0 J™’ откорректированная величина
фунтов-. 1 _ 4yBcX™’WHra Под гнусом зовда.
заторфовадны^ 3 ~гЛИны тонк°Дисперсные (sensitive fine grained),
пылр° ЖС С б6льшей Долей пыпр ПЬ1ЛеватЬ1е глинистые (silty clay to clay),
пески Топе ** °Песчаненнь1е супеси^Т (с1аУеУ silt to silty clay), 6 -
c пРимесь^ЧаНеННЫе сУпеси (siltv с а^У Sllt t0 с1аУеУ silt), 7 ~ пылеватые
и крупнГ^ Частиц (sand f Sandy SiIt^ 8 ~~пески» в том чиСЛе
зеРнистые пески /11 ° SI sancD, P - пески, 10 - гравели-
ески СЦементироваНи °ЧеНЬ плотные тонкодисперсные, 12 "
₽ованные или переуплотненные
164
qc, МПа
Рис. 3.7. Диаграмма К. Сеннесета и Н. Ямбу (см. [96]) для определения
вида грунта по результатам зондирования пьезоконусом:
qc и Вч -то же, что и на рис. 3.6;
1 - плотный песок, 2 - песок средней плотности, 3 - глина, 4 - тугопла-
стичная глина, 5 - мягкопластичная глина, 6 - текучая глина
Имеются предложения по использованию и других данных в ка-
честве дополнительной информации при идентификации грунтов.
В институте БашНИИстрой в 70-е годы В.М Еникеевым [32] было
обнаружено, что при зондировании «со стабилизацией» (см. раздел
2.3) характер изменения сопротивлений грунта при переходе в рав-
новесное состояние неодинаков у различных грунтов. У большинст-
ва глинистых грунтов такой переход происходит путем плавного
снижения сопротивлений qcn fSi в то время как у большинства песков
в этих случаях происходит плавное увеличение сопротивления /т.
Однако такое же (и даже более четко выраженное) возрастание со-
противлений было замечено В.М. Еникеевым в пылеватых глини-
стых грунтах, обладающих просадочными свойствами. Дальнейшие
его исследования были сосредоточены на изучении именно проса-
дочности грунтов по данным зондирования «со стабилизацией», так
как с практической точки зрения это имело наибольшее значение.
Подробнее данный вопрос рассматривается в главе 5.
Таким образом, дополнительная «косвенная информация», без-
условно, повышает вероятность правильной идентификации грунтов,
однако она нс исключает ошибок во многих частных случаях. Уве-
ренности в достоверности подобной идентификации в условиях при-
нятия ответственных решений она не обеспечивает.
165
Такая уверенность
«прямой информации» _
обесценивает приведснн^
открывает возможн^п.
может быть обеспечена только при надИч
те результатов бурения скважин. "
’ -- выше рекомендаций (карт-схем, таблИ1Л
обесценивает "Ривс^""“" ие статического зондирования с бурен^
так как совместное прим ественного сокращения дорогоегоя
ем открывает в°™°* еняеМЫХ более быстрым и дешевым зоцциро-
шихбуровькР^ е приобретает роль корректируй^
ванием. В этих одч го решения, предварительно
фактора, с 110М0Ш результатов зондирования,
принимаемые на основе резулы
312. Составление литологических разрезов
Важным преимуществом использования зондирования при со-
ставлении лигологических разрезов является возможность использо-
вания вместо описательной информации литологических колонок бо-
лее удобной количественной информации (qc и fs /qc), допускающей
любую интерполяцию, легко выполняемую с помощью компьютер-
ных программ. Вместо весьма произвольного графического отобра-
жения ситуации между скважинами появляется возможность доста-
точно объективного установления границ между различными слоями
грунтов на основе интерполяции значений qc и fs /qc в зоне между
смежными «точками зондирования» (измерениями с одной стоянки
установки). Схема такой интерполяции приведена на рис. 3.8.
по горизонтали
Вычисленные
и,.................... значения
Измеренные qc Js / qc
значения^ ,fjqc
^ис 3 8 У стан
путем иктерполяшш^ . !еиия изолиний заданных значений дсн/<^-
ВДн вел11ЧИ11> получаемых в точках зондирования
Ъ Границы между различными слоями грунта в эт™ < „
Кбьггь представлены в виде изолиний определенных (^Х^зХ
должны быть выбраны на
основе той или иной карты-схемы (типа приведенных выше к1рт-
и откорректированы путем сравнения результатов зондирова-
I ния с результатами бурения скважин на изучаемой площадке или в
' непосредственной близости от нее. В простых случаях (при наличии
двух-трех инженерно-геологических элементов) можно ограничить-
ся использованием лишь одного показателя - фрикционного отно-
шения(или индекса трения qc/fs).
Общий принцип построения литологических разрезов при таком
подходе совпадает с широко применяемым в геодезии принципом
построения горизонталей по известным высотным отметкам. Специ-
фика лишь в том, что узловые значения (соответствующие отметкам
при геодезической съемке) располагаются строго вертикальными
рядами, так как это результаты зондирования.
Выбранные для литологического разреза точки зондирования
располагаются в соответствующем порядке, после чего поэтапно
рассматривается каждый участок разреза между смежными точками
зондирования.
Пространство между каждой парой таких точек зондирования
разбивается на мелкие ячейки произвольной формы (обычно высотой
0,2 м, длиной 1 м), располагающиеся горизонтальными рядами. В ка-
•<
ждой ячейке определяются частные значения искомых показателей,
т.е. qcn fs/qc (или только f/qf В крайних ячейках эти значения явля-
ются результатом измерений, так как они соответствуют той или иной
точке зондирования. По известным крайним значениям qc, f /qc (или
только f/qc} вычисляются промежуточные значения этих показателей
к каждой ячейке. Для этого в каждом горизонтальном ряду ячеек про-
изводится линейная интерполяция значений используемого показате-
ля, так что каждой (Z-й) ячейке ставится в соответствие конкретное
значение этого показателя, т.е. flcf/q/K Изолинии должны проходить
через те ячейки, в которых значения (qCifs/q& будут «пересекать» ус-
тановленные граничные значения qctf/qc- Для обеспечения плавности
изолиний пересекаемые ячейки целесообразно разделять на более
мелкие части и определять qc,f/qcK каждой части.
Описанный метод реализован в ряде компьютерных программ
БашНИИстроя и довольно широко использовался еще в 80-е годы.
Очевидно, что рассмотренный принцип построения литологиче-
ских разрезов как систем изолиний имеет свои недостатки. Переход
от одной литологической разновидности грунта к другой далеко не
167
□„ачитсльно чаще такой переход окаЗЫпа.
всегда является ^“^даюшим типичные для геологической
ется довольно резким; «Р „ий быстрые изменения условий
истории континентальных и аккумуляТ11Вных и эрозионных пр0.
осадконакопления, черед основаннЫС на интерполяции результатов
цессов и проч. Методы »переход от одного
измерений, всегда пр д нсдостаток Не является сущест-
грунта к другому. расположении точек зондирования
пТХйней мерс он более надежен, чем установление границ между
= лаз» по описательным сведениям, приводимым в лито,
лоп" колонках. При этом он совершенно не исключает после-
даюшей корректировки на основе каком-либо дополнительной
информации.
В качестве примера на рис. 3.9 приведены литологические раз-
резы, один из которых построен вручную по данным бурения, дру.
гой — компьютером по данным зондирования, на основе использова-
ния лишь одного критерия — индекса трения qc /fs> Исходными дан-
ными служили результаты статического зондирования, выполненные
на одной из площадок г. Уфы.
Как видно из рис. 3.9, положение песчаного пласта (поз. 2) по
данным бурения и зондирования существенно не различается. При
этом кровля песчаного пласта по данным зондирования менее ров-
ная, чем по данным бурения. Супесь (поз. 3) по данным бурения за-
легает в виде слоя, а по данным зондирования — в виде линзы. При-
нятый упрощенный подход, выделяющий три зоны по одному кри-
терию {qc/fs 50, 50 < qc/fs < 200 и qc/f > 200), не позволил отличить
песок (поз. 2) от супеси (поз. 3), однако при наличии контрольных
уровых скважин это особых проблем не создало. Подробность и
достоверность полученного разреза в связи с использованием стати-
ческого зондирования существенно повысилась. Если при традици-
=П— ннФормация 0 видах грунта относилась только к трем
бавляетсяЛ°ЩаДКИ Трем скважинам), то в рассмотренном случае до-
ность пгю1густцДеВЯТЬ точек лидирования. Естественно, что опас-
линзу многократно снюшась”^ КаКуЮ‘Либ° «слабУЮ» инородную
зультатов по данным^™3 Имсстся возможность корректировки ре-
зондирования при посгооГ ЬН0Г° бурения скважин, эффективность
сомнений даже в простейи И ЛИТологических разрезов не вызывает
терий идентификации rnvu^14 ^Лу.чае’ когДа используется один кри-
рунтов
168
№скв Скв. 1 Скв. 3 Скв 5
Расст., м 52,5 31,6
Рис. 3.9. Оценка характера напластований грунтов традиционным
методом (бурением) и по данным зондирования:
а-литологический разрез, составленный вручную, полученный на основа-
нии данных бурения: / - суглинок мягкопластичный аОц.щ, 1а - то же ту-
гопластичный, 2 — песок мелкий aQn.ni, 3 ~ супесь пластичная аО//, 4 - гли-
на полутвердая N2\
б — разрез, составленный компьютером по данным зондирования, отра-
жающий отношение qc/fs\ выделены зоны: qc/f< 50, 50 < qc/f, < 200
и зс$>200
При использовании нескольких критериев общие принципы по-
строения разрезов нс меняются. В основу должна быть положена та
или иная карта-схема идентификации грунтов. Алгоритм программы
должен устанавливать принадлежность каждой выделенной ячейки
(см. рис. 3.8) той или иной зоне на карте-схеме. Например, при ис-
пользовании карты-схемы на рис. 3.4, а зона 5 будет характеризо-
ваться соблюдением следующих условий:
169
1)2MnV/^T100%<3,2.
2) (3,6-0,8?,) характеризоваться своими уСло.
Остальные зоны также oyw
виями. зондирования и скважины находятся в
>*» »«»н
иной зоне корректируются.
3.2. Определение свойств грунтов
3.2.1. Типичные проблемы, затрудняющие исследования
В отличие от большинства стандартных механических испыта-
ний грунта (на сжимаемость, на срез и проч.), результаты которых
однозначно определяют ту или иную характеристику грунта (модуль
деформации, параметры среза и проч.), результаты зондирования
обобщенно отражают сложный комплекс свойств грунта, которые не
удается точно выразить через стандартные характеристики. Как бы-
ло показано в главе 2, условия работы грунта под зондом сущест-
венно отличаются от условий, характерных для оснований большин-
ства фундаментов, так как они соответствуют очень высоким скоро-
стям деформаций, очень высоким нормальным напряжениям. По
этой причине поведение грунта при зондировании не может быть
точно описано с помощью стандартных характеристик, используе-
мых при расчетах оснований, т.е. предполагающих иные условия.
Кроме того, даже пренебрегая этим обстоятельством, нельзя рассчи-
тывать на однозначность соответствия сопротивления qc какой-либо
одной характеристике грунта. Как было показано в разделе 2.4,
любая зависимость, связывающая сопротивление грунта под кону-
сом зонда с какой-либо одной характеристикой этого грунта, т.е.
Ф ~f (Я()> с =/(^с) или Е -f{q^, может быть лишь приближенной, так
как фактически она является частным случаем более общей зависи-
мости qc -/(ф, с, Е). Существование таких простых зависимостей
условлено взаимной корреляцией прочностных и деформативных
мшК2?ИСТИК и неодинаковым влиянием свойств, отражае-
Все это ча^^РаКТерИСТИКаМИ’На ^иротивление грунта под конусом,
со свойствами экспериментальное изучение связи зондирования
удобные для праетХВ(ьГК специалисТУ> ищущему простейшие,
с зависимостями, в обшемТ™ таблицы> приходится иметь дело
зависимости четко пппа лучае очень слабо выраженными. Такие
ЧЯК0 Проявляк™> лишь в ограниченных диапазонах
инженерно-геологических условий По этим
рИЧеские обобщения допустимо делать t^XToXX^
количества исходных данных, раздельно рассматривая ка5“п
геологических отложений. ^одыи тип
Другая сложность связана со спецификой полевых эксперимен-
тов - со сравнением результатов зондирования с результатами дру-
гих методов испытаний грунтов. Такие сравнения всегда приходится
делать в условиях сильного влияния случайных факторов, в первую
очередь влияния неоднородности грунтов. Даже в литологически
однородном грунте характеристики его механических свойств, полу-
чаемые в выработках, отстоящих друг от друга на 1 ...2 м, могут от-
личаться на 10...20%. Полное же совпадение места расположения
точки зондирования и места какого-либо другого испытания грунта
(или буровой скважины с отбором монолитов) невозможно. Предва-
рительное проведение зондирования точно на месте предстоящего
испытания зачастую технически неприемлемо, так как оно может
повлиять на результат такого испытания. Совмещение же точки зон-
дирования с местохм расположения буровой скважины невозможно
во всех случаях. По этим причинам приходится сравнивать результа-
ты измерений, относящиеся к точкам, удаленным друг от друга (по
горизонтали) на 1...2 м, когда взаимного влияния проводимых испы-
таний можно не опасаться.
Отображая результаты такого сравнения в виде диаграммы рас-
сеяния, всякий раз приходится сталкиваться с влиянием неоднород-
ности грунта, вызывающим увеличение «разброса», т.е. со снижени-
ем коэффициента корреляции. В этих условиях представляет интерес
оценка такого «разброса», который наблюдался бы в идеальном слу-
чае, если бы связь между характеристикой грунта и сопротивлением
зондированию была бы не корреляционной, а функциональной (не
имела бы погрешностей), но между точкой зондирования и местом
испытания (или отбора монолита) было бы 1 ...2 м. Такой на первый
взгляд нереальный вариант на самом деле очень просто воспроизве-
сти. Это — сравнение результатов зондирования одним и тем же зон-
дом в точках, отстоящих друг от друга на 1...2 м. В 70-е годы в
БашНИИстрое такая работа была проведена: сопоставлялись резуль-
таты зондирования в точках, удаленных друг от друга на указанное
выше расстояние (1...2 м), причем сравнивались сопротивления зон-
дированию на одинаковых глубинах [77, 78]. Ра5с^'валоСгь20,П^
точек зондирования, проводимого установкой - на г
10... 15 м на пяти площадках в Уфе и Тольятти (всего'Сравнивалось
426 пар значений 9с). В качестве примера на рис. 3.10 приведен
диаграммы зонда qa на другой - величин Ии
сопротивлении под ко У точек 30НДИрОВания сравниваемые Са
Рис. 3.10. Диац)аммы рассеяния, полученные при сравнении
результатов зондирования в соседних точках, отстоящих друг от друга
на расстоянии 1...2 и на одних и тех же глубинах:
я-при сравнении сопротивлений под конусом qc (qc и q'c означают резуль-
таты измерений в двух соседних точках зондирования на одинаковой глу-
бине); б - при сравнении индексов трения qc/fs (штрих имеет тот же смысл)
Как видно из рис. 3.10, разброс значений оказывается значи-
тельно большим, чем это можно было бы ожидать, не проводя по-
добные эксперименты. Особенно это относится к величинам индекса
трения qc/f5i который, будучи функцией двух случайных перемен-
huy’ГИ™ повышенн°й чувствительностью к влиянию случай-
dh3v^7uP°B’ ТШ Не МеНее и более тесная связь «qc ~ q'c» характе-
В табл ВЫС0КИМ коэффициентом корреляции 0,76.
связи а п*п ПРИВОДЯТСЯ коэффициенты корреляции аналогичной
Следует отм^™ Площадок ПРИ зондировании установкой С-832.
вечных установп^ьлт анализ результатов испытаний зондиро-
что рассматриваемый 0ПисаннЬ1Х в разделе 2.2, показал,
породность грунта и „ Р°С значений в основном отражает неод-
При зондировании мех^и^4601^1 Не зависит от конструкции зонда-
чениями qc на расстояний?ес^Ми зондами расхождения междузна
зондов тензометрических 2 М были пРимеРН0 такими же, как и У
17?
Таблица 3.3
Теснота связи между сопротивлениями грунта поп ™
измеренными на одной и той же глубже УС°М Чс" 4' ’
на расстоянии
(по горизонтали) 1...2 м
Площадка Грунтовые условия Количество пар — Чс у с Коэффициент корреляции
III микрорайон, г.Уфа (рис. 3.10) Аллювиальные глины и суглинки 95 0,76
Кв. 90-97, г.Уфа Озерно- аллювиальные глины 66 0,78
Завод УХЗ Флювиогляци- альные глины и суглинки 53 0,76
Завод УЗСС (ныне завод УСК) Аллювиальные глины 45 0,79
Рабочий посе- лок г. Тольятти Делювиальные суглинки 164 0,79
Приведенные в табл. 3.3 коэффициенты корреляции позволяют
сделать важный с практической точки зрения вывод, что в полевых
экспериментах, связанных со сравнением .механических характери-
стик грунта с результатами зондирования в точках, удаленных друг
от друга на 1...2 м, коэффициент корреляции не может быть выше
0,8...0,85 вследствие влияния неоднородности грунта. Это следует
иметь в виду при выявлении любых локальных зависимостей, при
проверке и привязке общих зависимостей к местным условиям. На-
пример, при сравнении сопротивлений грунта под конусом qc с моду-
лем деформации £, углом внутреннего трения ср, удельны м сцеплени-
ем с или другими показателями следует в лучшем случае ожидать
коэффициентов корреляции в пределах 0,7...0,8, а в большинстве
случаев 0,6...0,7. Упоминаемые в некоторых публикациях случаи,
когда коэффициенты корреляции в подобных исследованиях состав
ляли 0,95...0,98, отражают либо случайные ситуации, возможные при
малом числе результатов, либо ситуации, когда специалист в силу
сильного желания получить тесную корреляцию и недостатков со
ственной научной культуры исключает из рассмотрения н р
щиеся ему результаты.
173
Рассматривая ОЛ»*- ю грунта, необходимо уЧссгь J
xv» вызываемые неодн р чения «снизу». Если полученнА'
ХУ». «хг Хвастая (по абсолютному ЗНа^«
Еичины |r|mm> наличие корреляции (г * 0) Нс Язд
получение каких-либо эмпирических зависим’.
вызываемые
коэффициент РРпццины
ниже некотор „ получена .......- - ---““«еим0
ется ДО№ан”““ При малом количестве результатов эти ограничс
стей неДОпуспша Р могут быть очень близкими. Ниже приВо'
зХния' IrU вычисленные для доверительной вероятно^ ’
__ л а> гулбках):
Ю точках на диаграмме рассеяния |r|min - 0,55 (0,77);
^Й(«да и «снизу») могут быть очень близкими. Ниже
ДЯТСЯ --- • • Г х.
а = 0,95 и а = 0,995 (в скобках). ______,
- при 1 -
- при 20
- при 30
- при 40
- при 50
--- » ----
--- » ----
- » ------
- » ------
Hmi„ = 0,38 (0,56);
mm
= 0,23 (0,36).
Таким образом, при 10 точках на диаграмме рассеяния коэффи-
циент корреляции, равный, например, г — 0,54, означает (при а =
= 0,95) отсутствие корреляции, а при 40 точках г = 0,27 доказывает
ее существование (при той же доверительной вероятности).
Все эти сведения подтверждают приведенное выше условие, что
установление каких-либо эмпирических закономерностей, отра-
жающих связь результатов зондирования с физико-механическими
свойствами грунтов, всегда должно основываться на достаточно
большом количестве исходных данных (желательно по крайней мере
30...40 результатов).
3.2.2. Общие представления, используемые
при практической оценке свойств грунтов
5 ра .делах 1.4 и 2.4.1 отмечалось, что вопросы определения
свейств грунтов по данным статического зондирования изучаются
уже многие десятилетия, начиная с момента возникновения этого
метода. Первоначально, на этапе использования ручных зондов-
ть пя7пТСНКИ ГР^НТОВ были, как правило, описательными, т.е. грун-
ределялчсГг СЬ^На Плотные> сРеДние, рыхлые и т.д. В основном оп-
та, границы Z ИНЫ Залегания «прочных» или «слабых» слоев грун-
насыпей и про^ГЬ^^ ИЛИ <<слабых>> линз> оценивалась плотность
периода появленияРпеМеРН° ТаК0Й Же подход был характерен и для
веского зондирог,анияР гь МеханизиРованных установок для стать
ниматься многочис ем ДНаК0 уже на этом этапе начали преДПР*
Исчисленные попытки количественной оценки свойств
грунта, включавшие как теоретические ™
исследования. Последние в основном носил экспсРимснтальные
тер, т.е. представляли сопоставление результХ™”""™"
результатами стандартных испытаний грунтов и посХХуюТта-
тистическую обработку таких сопоставлений. ПолучаемыеТпиХ
ческие зависимости обычно представлялись в виде формул или таб-
лиц, которые в дальнейшем предлагались для практической работы.
Часть их включалась в нормативные документы и при пересмотре
таких документов по мере необходимости уточнялась.
Как уже отмечалось в разделе 2.4, теоретические исследования
не выявили каких-либо формул, которые могли бы непосредственно
использоваться взамен эмпирических зависимостей, однако они по-
зволили установить некоторый порядок в многообразии эмпириче-
ских зависимостей, объяснить причины такого многообразия. Ниже
рассматриваются наиболее широко применяемые эмпирические за-
висимости, приводимые в нормативных и рекомендательных доку-
ментах, и анализируются их основные особенности.
Особенности подхода к изучению свойств грунта зондирова-
нием в отечественной и зарубежной практике. В бывшем СССР и
России в последние десятилетия наибольшее внимание уделялось
использованию статического зондирования для решения задач, свя-
занных с массовым строительством, особенно на свайных фундамен-
тах. В сфере практического определения свойств грунтов по данным
зондирования внимание сосредотачивалось преимущественно на
оценках ограниченной номенклатуры характеристик, а именно пара-
метров сдвига (рис, модуля деформации Е. Оценивались также не-
которые физические свойства (показатель текучести глинистых
грунтов, плотность сложения песков), реже изучались специфиче-
ские виды грунтов (просадочные, многолетнемерзлые и др.). Совер-
шенствование методики использования данных зондирования в
70...90-х годах происходило не столько за счет применения новых
измерительных операций и расширения упомянутой номенклатуры
характеристик, сколько за счет расширения диапазона грунтовых
условий, в которых эти характеристики могли определяться. Даже
измерение порового давления, столь популярное в странах Западной
Европы и Америки, практиковалось в России очень мало.
За рубежом в этот период исследователи больше внимания уде-
ляли расширению номенклатуры характеристик, определяемых
помощью статического зондирования, решению специальных зад ,
косвенно признавая этим, что в сфере оценки характеристик про
сти и деформируемости грунта (<р, с, Е) зондирование се я уже
175
Значительна "'"‘Юности и темпов консолидации осно-
черпало. Зна® яолжительн° еление природного напря.
пРимер’^аЦИ°няые Р оТже время за рубежом меньше, чем в
ваний, Ф^яния и проч- В т° *бенн0СТЯм применения зондирова.
жеНЯ0Г051ял«* вНйМаНТки> условиях, В специфических грунтах.
России, уд геологических у ния в просадОЧНых грунтах
ния в разл “ применении зо ДР исследователей. Исклю-
^’‘Sr’SXne зондирования на террн-
0ТИ^о-видимому, со--- Хре исследования за рубежом ве-
1ории шельфов, так как встране. К особенностям зару-
X значительно шире, чем,в широкое использование спе.
Хного подхода зондирование с другими видами
Хьных зондов, «>»ме®Хга с использованием геофизических
Механических испытании труп , и т д Как уже отмечалось,
методов, с^шенТуХлл°™ь порового дав:
большое внимание уд
ления при зондировании. характеристики грунтов, опре-
В табл. 3.4 приводятся тю этического зондирования
деляемые в настоящее врем
в нашей стране и за рубежом.
Таблица 3.4
Типичные характеристики грунтов, определяемые методом
статического зондирования
Наименование характеристик Зару- бежная практи- ка [151] Россия _
СП 11-105- 97, ч. I [92] мгсн 2.07-01 [54]
1 2 < 3 4
Угол внутреннего трения + 4* + +
Удельное сцепление +
Сопротивление недренированному срезу глинистых грунтов + ; i
_11лотность сложения песков Показатель текучести глинистых грунтов + + +
+
4* 4-
176
Е. 1 ^Модуль сдвига (начальный) 2 + Окончани 3 е табл. 3.4 4
[/Коэффициенты консолидации (в вер- ргикальном и горизонтальном направ- лениях) +
Горизонтальные напряжения +
Яр; Коэффициент переуплотнения (от- ношение максимального природного давления, действовавшего ранее, к действующему в настоящее время) + +
F Коэффициент бокового давления в • состоянии покоя +
1 * Коэффициент фильтрации грунтов +
Как показывает табл. 3.4, номенклатура определяемых характе-
ристик в зарубежной практике шире, чем в отечественных норма-
тивных документах, однако при таком сравнении нужно учесть не-
которые дополнительные обстоятельства.
Во-первых, табл. 3.4 не отражает характеристик грунтов, опре-
деление которых в России не регламентировано отечественными
нормативными документами, а выполняется по тем или иным реко-
мендательным документам. По этой причине фактическое число оп-
ределяемых характеристик в России шире, чем в табл. 3.4.
Во-вторых, вопросы определения различных характеристик изу-
чены неодинаково, неодинакова достоверность используемых зависи-
мостей, неодинакова степень их детализации. Часть характеристик оп-
ределяется с учетом генетического типа грунтов, часть - без такого
учета. При этом разные нормативные документы могут по-разному
дифференцировать грунты. Тем не менее для основных механических
характеристик (ср, с, Е) отечественные нормативные документы содер-
жат более полные сведения такого типа, чем зарубежные документы.
|г. В разделе 2.4.1 отмечалось, что Т. Лунн и др. [151], признавая
неодинаковую достоверность получаемых с помощью зондирования
характеристик, установили для каждой характеристики свои рейтинг
достоверности и применимости для практических расчетов (шесть
рангов). Наиболее высокий рейтинг (первый ранг - наивысшая дос-
f товерность) был дан сопротивлению сдвигу глин sut определяемому
Г* как единая величина без разделения на два параметра^, с («однопа-
раметрическая модель»). Для песков наибольшие рейтинги даются
углу внутреннего трения <р (второй ранг), плотности сложения (вто
рой ранг) и модулю деформации (второй-четвертыи ранги).
12 Заказ 1141
177
эмпирических зависимостей, мооающиеся
Особенности эя у проанали3ировать теорегиче-
теоретическому w» 2 20> т0 можно заметить, что предлагае-
мую формулу (^- ) н [151] в определенной мере согласуются
мые рейтинги Ъ У qm п этом> как уже отмечалось, сопро-
™ение°сХ приобретает более конкретное выражение в виде
г те сопротивления сдвигу при природном давлении ог.
В этой связи желательно отметить три обстоятельства, вытекающие
из упомянутого теоретического решения
Во-первых, согласно формуле (2.13) и рис. 2.20 при типичных
для большинства глинистых грунтов значениях «индекса жесткости»
£/т = 50...200, углах внутреннего трения <р = 10...25 и р — 1 кривые,
отражающие изменения величины V в этой зоне графика, являются
наиболее пологими, т.е. величина V проявляет наибольшую стабиль-
ность. Иными словами, в формуле (2.13)
при небольших изменениях индекса жесткости должно быть
~ const, в связи с чем qc может приближенно рассматриваться как
функция от одной переменной Tg. Это означает, что в глинах и суглин-
ках должна наблюдаться довольно тесная корреляция между qc и xg.
Однако при больших значениях «индекса жесткости» (например, E/xg>
> 400) эта связь будет значительно слабее или может вообще отсутст-
вовать. Иными словами, с увеличением «жесткости» глинистых
грунтов (фактически с уменьшением показателя текучести Ii) ко-
эффициент корреляции связи qc~ xg должен уменьшаться.
Во-вторых, при больших значениях «индекса жесткости» (EAg=
- 20Q...800), характерных для песков, угол внутреннего трения ф
должен сильно влиять на величину qC) при этом большее значение,
чем в глинах, должна иметь глубина нахождения зонда. Это означа-
ет, что в песках должна наблюдаться корреляция между qc 11 Ф» 30~
висящая также от глубины погружения зонда. Действительно, со-
противление сдвигу песка при природном давлении og, т.е.
tg-Ojtg<p,
лению ог), чем°анадХ™ыИеГсопНЬ1М>> К ГЛубине <к природному
независимая от глубины величина™ Т™ ГЛ”Н’ "^ТисИ-
а удельное сцепление с. Зави
МЫМ от глубины должен быть и «индекс жесткости» Е/тя. В идеально
однородном грунте (при неизменных <р, с и Е) при увеличении глу-
бины сопротивление сдвигу песка rg должно увеличиваться, а «ин-
декс жесткости» Е/те - уменьшаться. При этом анализ графика на
рис. 2.20 показывает, что влияние увеличения на qc должно преоб-
ладать над уменьшением Е/те. Действительно, сопротивление грунта
qc возрастает пропорционально увеличению тя, в то время как
уменьшение «индекса жесткости» E/xg влияет значительно слабее
(величина меняется меньше, чем Е/тя). Это означает, что в песках с
увеличением глубины одному и тому же сопротивлению qc должны
соответствовать меньшие углы внутреннего трения (р.
В-третьих, как отмечалось в разделе 2.4, связь между сопротивле-
нием зондированию qc и модулем деформации Е обусловлена не
столько механическими процессами под зондом, сколько корреляцией
между прочностными и деформативными характеристиками грунта,
отличающейся особым многообразием. По этой причине таблицы или
формулы, связывающие qc с Е, тоже должны отличаться повышен-
ным разнообразием, т.е. в разных генетических типах грунтов долж-
ны обнаруживаться неодинаковые зависимости.
3.2.3, Определение основных прочностных характеристик
грунтов
Определение сопротивления срезу глинистых грунтов заслу-
живает подробного рассмотрения, несмотря на кажущуюся оторван-
ность такой задачи от стандартных строительных расчетов. Анализ
такой оценки прочности грунта выявляет ряд обстоятельств, объяс-
няющих особенности многих рассматриваемых ниже эмпирических
зависимостей, уточняет их сферы применения.
Корреляция между величинами qc и в глинистых грунтах до-
вольно подробно изучалась в институте БашНИИстрой в 60-е годы.
Зондирование выполнялось установкой С-832, сопротивление сдвигу
(срезу) при природном давлении вычислялось по параметрам <р и с,
определяемым в лаборатории на стандартном «сдвиговом» приборе.
Расстояния от скважин, из которых отбирались монолиты, до точек
зондирования составляли 1...2 м. Сравнения были проведены на 19
площадках с различными глинистыми грунтами, в основном на тер-
ритории Республики Башкортостан, Тюменской, Куйбышевской
(ныне Самарской) областей, частично в Москве, Ленинграде (ныне
Санкт-Петербурге) и Архангельской области.
12
179
На рис 3 11 (а б, о) приведены примерь, упомянутой связи 9с „
аллювиальными, делювиальными и озер^
ХвХХ.. глинистыми грунтами, т.е. грунтами, весьма типич„ы.
"“шей страны. Корреляция оказывается довольно тесной, что
согласуется с упомянутой теоретическом формулой (2.13) и представлю
ниями Т. Лунна и др. [151]. При анализе аналогичных данных, получен-
ных в более «жестких» грунтах (с меньшим показателем текучести IL)y в
которых соответственно и индекс жесткости Ehg должен быть выше,
обнаруживается обычно менее тесная корреляция. Иллюстрацией
этой тенденции может служить диаграмма рассеяния, представленная на
рис. 3.11, г. Она довольно наглядно отражает общую тенденцию сниже-
ния значений коэффициента корреляции г, по мере увеличения среднего
сопротивления глинистого грунта qc (общее число пар qc ~ по кото-
рым вычислялись коэффициенты корреляции, составило 3096).
Таким образом, приближенное решение задачи о проникании зонда
в среду, разрушающуюся согласно закону Кулона и деформирующуюся
(до разрушения) линейно, вполне согласуется с эмпирическими законо-
мерностями, связывающими сопротивление глинистого грунта под ко-
нусом зонда qc с его сопротивлением сдвигу (срезу) Tg при природном
давлении. Это позволяет в большинстве глинистых грунтов (по крайней
мере тугопластичных, мягкопластичных, текучепластичных) довольно
надежно определять тя по величине qc. На рис 3.12 приведены линии
регрессии xg = полученные на различных площадках Республики
Башкортостан с аллювиальными и делювиальными глинистыми грун-
тами, и «огибающая» кривая касающаяся этих линий снизу, т.е.
гарантирующая получение наименьших значений Tg, при заданных qc.
Однако рассмотренный вариант оценки прочности грунта плохо
согласуется с требованиями российских норм проектирования, т.е. с
расчетами оснований зданий, устойчивости склонов, подпорных стен и
проч., для которых всегда необходимо знание двух параметров сдвига <р
и с. Межгосударственные нормативные документы по геотехническим
вопросам стран СНГ также привязаны к модели грунта с двумя пара-
метрами сдвига. Тем не менее информация о сопротивлении срезу %все
равно остается полезной по причинам, изложенным ниже.
предсление сопротивления сдвигу может рассматриваться как
с^Хе^°ЧНЬ1И Этап Оценки точности грунта, предполагающий по-
ппИД^аз^Х^1а^кВкеНИе параметР°в сдвига <р и с. Это возможно как
услов^ ^Ги « ЩаЮЩИХ таблиц или Ф°рмул ДОЯ широкого круг»
щадкамВ пепвпм аСТНЬК слУчаях> применительно к конкретным пл°
щадкам. В первом случае ищерпрегация тг может быть ориентирован’
180
на наиболее типичные разновидности глинистых грунтов, для которых
углом внутреннего трения (р можно задаваться приближенно. Во вто-
ром случае необходимо иметь в виду, что зондирование практически
всегда применяется в комплексе с традиционными способами изучения
грунта (бурение, лабораторные, а иногда и полевые испытания грунта и
т.Д.)- В крайнем случае используются данные по соседним площадкам.
В таких ситуациях нс представляет проблемы принятие для каждого
инженерно-геологического элемента угла внутреннего трения.
МПа
Рис. 3.11. Примеры корреляционной связи сопротивлений глинистого
грунта под конусом зонда qc с его сопротивлением недреннрованному
срезу (при природном давлении) т.:
а - аллювиальные глины мягкопластичные - тугопластичные (опытная
площадка БашНИИстроя); б- суглинки делювиальные от мягкопластичных
до полутвердых (площадка в микрорайоне Лесопарковый г. Уфы), в озер
но-аллювиальные глины мягкопластичные - тугопластнчныс (завод УОС,
Уфа); г - сравнение коэффициентов корреляции г, отражающих связь qc с
в глинистых грунтах на 19 площадках, со средними значениями сопротив
лений qc этих грунтов в пределах каждой площадки
181
Среднее значение сопротмвл. грмпа
под конусом qc. МПа
Рис. 3.12. Линии регрессии ^-Д^с)на различных площадках РБ
и огибающая кривая, отражающая наименьшие значения
при заданных qc:
7 - аллювиальные глины, преимущественно мягкопластичные (промыш-
ленное предприятие в г. Уфе); 2 — аллювиальные глины и суглинки, пре-
имущественно мягкопластичные (жилой квартал г. Уфы); 3 - делювиальные
суглинки, преимущественно тугопластичные (микрорайоны г. Стерлитама-
ка); 4 - делювиальные суглинки, тугопластичные и полутвердые (жилые
дома г. Уфы); 5 - аллювиально-делювиальные глины, тугопластичные и
полутвердые (опытная площадка БашНИИстроя, г. Уфа); 6 - аллювиальные
глины и суглинки, преимущественно тугопластичные (жилой район
г. Уфы); 7 - делювиальные суглинки, преимущественно полутвердые (жи-
лой район г. Уфы); 8 - аллювиальные глины и суглинки, тугопластичные и
мягкопластичные (жилой район г. Нефтекамска); 9 — делювиальные суглин-
ки, полутвердые и твердые (промышленное предприятие г. Салавата)
При этом необходимо им™ о „
0Шибка в принятии m RPPr ИДУ’ ЧТ0 пРи известном значении
знака в величине с, т.е завышриВЬ13°ВеТ ОШИ®КУ противоположного
основадий или устойчиво™ "е Ф ~ это занижение с. В расчетах
Нозамм-Могут в Значип,ельиой такие взаимн0 зависимые
• но при небольших углах КОМпенсиРоватъся. Это особен-
^^,ЮПраит ззкойХмнТННеГ0 ^ения 15°)-
ные В со₽ота СТНЫе С0Про™вления J Компенеации в табл. 3.5 при-
значеи^ТеТСГВИИ С "• 2-41 СНиП^°В °CH°~ вычислен-
Значения <р и ^^«вунмцих одном0' 85* [83] РазлИЧНЫ’<
определялись Ппи« ДНОМу и тому же значению V
"Рименительно к глубинам 2 и 4 М,
удельный вес грунта принимался равным 18,1 кН/м3. Для различных
значении сопротивления срезу (тл = 10...60 кПа) задавался угол
внутреннего трения (<р = 0, 5, 10, 15, 20°) и по формуле (2.16) вычис-
лялось удельное сцепление с. Расчетное сопротивление грунта осно-
вания R мелкозаглубленного фундамента вычислялось исходя из
условия, что фундамент имеет ширину (меньшую сторону подошвы)
2 м, глубину заложения 2 м или 4 м. Для упрощения все коэффици-
енты условий работы принимались равными единице. Прочеркам
«-» в таблице соответствуют случаи, когда удельное сцепление (с)
получалось отрицательным.
Расчетные сопротивления грунтов основания R [831, соответствующие
одним и тем же значениям тг, но разным параметрам сдвига (рис
Угол внутреннего трения (р Расчетное сопротивление основания R (в кПа) при сопротивлении сдвигу т,,, в кПа:
10 20 30 40 50 60
Глубина заложения 2 м
0° 67,6 99,0 130,4 161,8 193.2 244,6
5° 75,5 111,5 147,5 183,5 219,5 255,5
10° 84,5 126,2 167,9 209,6 251,3 293,0
15° 96,0 144,2 192,2 240,2 288,2 336,2
20° — 168,8 225,4 282,0 338,6 392,2
Глубина заложения 4 м
0° 103,0 135,2 166,6 198,0 229,4 260.8
5° 111,1 147,8 183,8 219,8 255,8 291,8
10° — 162,1 203,8 245,5 287,2 312,3
L 15° — 179,4 229,4 277,3 325,4 373,4
20° — — 255,6 312,2 368,8 425,4
Как видно из табл. 3.5, при одном и том же влияние прини-
маемого угла внутреннего трения ф на величину расчетного сопро-
тивления основания R значительно меньше, чем это можно было бы
предположить, нс делая таких расчетов. При изменении угла внут-
реннего трения в пределах ±5° расчетное сопротивление R меняется
в пределах ±7... 17%, причем в большинстве случаев этот интервал
изменения R составляет ±10... 13%, что, по сути дела, лежит в преде-
лах точности самой «стандартной» формулы определения R, приво-
димой в нормах [83]. При этом изменение ф даже в пределах ±10°
вызывает изменение R лишь в пределах ±20...35%.
183
Таким образом, при правильной оценке ^рассматриваемый рас.
чет не предъявляет высоких требований к точности определения ф.
В качестве другого примера ниже рассматривается расчет уСш
тойчивости откоса в случае, когда известны те же характеристики
грунта, что и в предыдущем примере, т.е. известны его удельный
вес, сопротивление срезу xg, но не известны (р и с. В табл. 3.6 приве-
дены коэффициенты запаса устойчивости откоса высотой 5 м, зало-
жением 3 м, вычисленные различными методами для упомянутых
грунтовых условий.
Таблица 3.6
Коэффициенты запаса устойчивости откоса (h — 5 м, b — 3 м)
при различной «расшифровке» значений xs (т.е. при различных
сочетаниях (рис)
1 Угол внутренне- го трения ср Минимальный коэффициент запаса устойчивости откоса при сопротивлении сдвигу грунта тг, в кПа:
10 30 40 50 70
| Метод Крея-Бишопа
0° 0,292 0,876 1,168 1,461 2,045
5° 0,306 0,783 1,071 1,360 1,940
10° 0,232 0,718 1,000 1,282 2,045
15° — 0,598 0,920 1,184 1,767
20° — 1 0,527 0,811 1,136 1,714
| Метод Терцаги
0° 0,292 0,876 1,168 1,461 2,045
5° 0,314 0,816 1,107 1,400 1,984 __
10° 0,233 0,757 1,049 1,341 2,113
15° — 0,655 0,974 1,250 1,852 _
1 20° — 0,600 0,886 1,205 1,804
| Метод весового давления
0° 1 0,292 0,876 1,168 1,461 2,045_
1 5° 0,349 0,848 1,140 1,432 2,017_ 2,17?___
10° 0,316 0,822 1,115 1,407
15° — 0,766 1,076 1,351 _L953_
1 20° — 0,768 1,036 1,355 l,940_J
Для прос оты массив грунта склона разбивался на два слоя
верхний - в интервале глубин О...2,5 м и нижний - 2,5.. .5 м. В обо»*
слоях сопротивление Tg считалось одинаковым. Использовались три
варианта расчета: метод Крея-Бишопа, метод Терцаги и метод вссо-
184
вого давления (Р.Р, Чугаева) Во
устойчивости принимался (как миним^м.^ Коэф<1,ицие"т запаса
=™. расчета „рн
раита
ределении расчетного сопротивления основания R. В большиХ
случаев это влияние даже слабее, чем при расчете R. При изменен
угла внутреннего трения в пределах ±5« коэффициент устойчивост
откоса меняется в пределах ±1 ...15%, причем в большинстве случаев
этот интервал изменения составляет ±3...7%. Иными словами, при
правильной оценке тя расчет устойчивости откоса также не предъяв-
ляет высоких требований к точности определения <р.
Аналогичные результаты получаются и при многих других рас-
четах, в которых используются параметры сдвига (рис (расчеты не-
сущей способности оснований, расчеты давлений на подпорные
стенки и проч.).
Таким образом, несмотря на то что из приведенного в разделе
2.4 теоретического решения и сопутствующих соображений о вза-
имной корреляции механических характеристик грунта не вытекает
возможность достаточно точного определения параметров сдвига ср и
с по величине qc, приближенная оценка этих параметров (с точно-
стью ±20...30%) может вполне удовлетворять строительное проек-
тирование в силу взаимной компенсации возникающих ошибок. Это
обстоятельство позволяет считать, что статическое зондирование
отражает параметры (рис если и не самого изучаемого грунта, то по
крайней мерс его «эквивалента», который под фундаментом будет
себя вести практически так же, как и изучаемый грунт.
В зарубежной практике определение сопротивления глинистого
грунта срезу несколько отличается от изложенного выше подхода.
Во-первых, зарубежные специалисты часто не рассматривают
сопротивление срезу (обозначаемое обычно 5и) как вспомогательную
величину для определения параметров ср и с, а используют ее непо-
средственно в качестве характеристики грунта. Как отмечмосьп
пособии [116], во многих странах довольно широко «Fя
метод ср = 0, при котором расчет основании производите^^
папаметох s (при использовании модели Кулона соотв У
уХХ сцеплению с при допущении ср = 0) В £
нормативных документах, как уже упоминался: , парамст-
ванин по прочностным свойствам грунта привязаны к двум Р
рам среза (р и с.
185
„ большинство зарубежных авторов не привязывает
Во-вторых больш ому давлению. Хотя отдельные автору
противление срезу 5. к и м грунта срезу при природном
и отождествляюте сопро^ [п5] ^ДНом
давлении ts (напр Р^ понимаНие общепринятым не являет
Поэтой причине влияние природного давления учитывается ВВе.
пением дополнительного члена в формулу, связывающую сопротив-
ление грунта под конусом его сопротивлением срезу S„ [151];
представляется как
ся.
где su - сопротивление грунта сдвигу (срезу);
<3W - вертикальное (природное) давление в грунте до погружения
зонда, соответствующее обозначению ag в формулах (2.6) и (2.10);
ТУ-величина, именуемая «фактором конуса» (cone factor), кото-
рый может быть «теоретическим» (%), зависящим от используемой
математической модели, или «эмпирическим» (№), определяемым
путем параллельных измерений qc и su.
Из сравнения формулы (3.2) с формулой (2.13) видно, что они
отличаются наличием или отсутствием члена, отражающего природ-
ное давление: в формуле (3.2) oV0 присутствует в виде отдельного
слагаемого, в формуле же (2.13) такого слагаемого нет. Это связано с
тем, что величина тя в формуле (2.13) соответствует природному
давлению (xg = -tg<p + с), т.е. автоматически отражает его влияние
на сопротивление грунта под конусом qc и в дополнительном члене
Оуо (или Gg) необходимости не возникает.
В связи с упомянутым различием в понимании сопротивления
резу в зарубежной практике при решении геотехнических задач ча-
конуса/?-1'3^6™ НС сопротивление грунта под конусом qc, а фактор
М - 9с
Su
(3.2а)
где обозначения те же чтл м в д
в табл. 2.2, где s ’Об ° Ф°рмуле (3-2).
°’ Величины теоретическпг^Т11001" Как т’ а пРиРОДНое давление как
^ения в квадратных скобках КонУса Nc представляли вЫра'
В формуле (2.13) аналогом К (1Ф°рмулс М.М. Балиха - в круглы*)'
с 0 "Разведение Вш.
В практической работе зарубежные специалисты используют
«эмпирический фактор конуса» Nk, который, имея тот же смысл, ус-
танавливается экспериментально, на основе сопоставления данных
зондирования с данными лабораторных испытаний применительно к
конкретным типам грунтов. При определении сопротивления срезу
su используется та же формула (3.2) в преобразованном виде
<3-26)
В монографии [151] анализируются результаты подобных ис-
следований, выполненных различными авторами в разнообразных
инженерно-геологических условиях. Приводятся наиболее типичные
значения Nk для различных типов грунтов, установлена корреляция
Nk с различными характеристиками грунта (числом пластичности,
коэффициентом переуплотнения и др.). Так, О. Кьекстад и др. [151],
проводившие исследования в переуплотненных морских глинах (нс
трещиноватых), получили среднюю величину эмпирического факто-
ра конуса Nk = 17, при этом su определялось стабилометром (трехос-
ным сжатием). Т. Лунн и А. Кливен, изучавшие этот вопрос приме-
нительно к нормально уплотненным морским глинам, получили
среднее значение А* = 15, диапазон его изменчивости Nk = 11... 19,
при этом suопределялось крыльчаткой (вращательным срезом) [151].
В случае использования пьезозондов (зондов с пьезометрами)
вместо сопротивления qc используется его откорректированная вели-
чина qt, учитывающая влияние на получаемые сопротивления порово-
го давления и некоторых конструктивных особенностей зондов:
^=^с+(1-^>2, (3-3)
где w2 — поровое давление, измеренное позади конуса (между кону-
сом и муфтой трения),
л Ап/Ас,
А„ - площадь поперечного сечения внутренней части зонда (свя-
занной с конусом), на которой закреплены датчики конуса;
Ас - площадь поперечного сечения основания конуса.
Как отмечается в монографии [151], у большинства зарубежных
пьезозондов а = 0,55...0,9, но для слабых грунтов могут использо-
ваться пьезозонды с меньшими значениями а. Применяются также
специальные тарйровочны^ —______
торных условиях определять а непосредственно по влцЯНи ^иора
го давления. 10 ^орово'
Для пьезозондов эмпирический фактор конуса JVh
практически так же, как и для обычных зондов, только°П^е^еЛчсТс
ние под конусом используется в откорректированном bi. С°ПрОтИвл 4
su
где q, - откорректированная согласно (3.3) величина сопротивления
грунта под конусом,
su-то же, что и в формуле (3.2).
Г. Аас и др. [119] подробно изучали связь эмпирического фаво-
ра конуса Nh с различными характеристиками грунта (числом
пластичности, коэффициентом переуплотнения). Сопротивление
грунта недреннрованному срезу su определялось ими как средняя
величина по результатам трех видов лабораторных испытаний:
трехосное сжатие (стабилометр), плоский срез и трехосное растя-
жение. Величина Nb колебалась в пределах 8... 16.
На рис. 3.13 приведены зависимости, полученные Г. Аас и др.
[119]. Авторы [119] анализировали данные, относящиеся к берего-
вым норвежским глинам и глинам Северного моря, числа пластич-
ности которых колебались в пределах Ip = 3...50. При рассмотрении
их результатов необходимо учитывать определенные расхождения с
терминологией, принятой в российской классификации грунтов, со-
гласно которой к глинам относятся лишь грунты с Ip> 17, а при 1Р =
7 17 грунт считается суглинком, при 1Р<1 — супесью.
________.____I___!______1
10 20 30 40 50 60
Число пластичности 1р, %
Рис. 3.13. Результаты
исследований Г. Аас
и др. [119]:
OCR - коэффициент
переуплотнения, qti с*»
su— то же, что и в форму'
ле (3.3)
188
как видно из рис. 3 13 с vnnn,.,
нистого грунта 1„ эмпирический фактор конуса W ™aC™4,,0CT" ГЛ1‘-
чивастся. Выражая сопротивление срезу в виде * СК0ЛЬК0
увели-
(3.4а)
можно сделать вывод, что при одних и тех же значениях сопротив-
ления qt и природного давления ovo (т.е. при одной и той же глубине)
сопротивление грунта срезу su будет в суглинках несколько выше,
чем в глинах, а в супесях выше, чем в суглинках.
Из рис. 3.13 также следует, что коэффициенты переуплотнения
(OCR), соответствующие одним и тем же значениям А\., также уве-
личиваются с увеличением числа пластичности, т.е. при прочих рав-
ных условиях коэффициент переуплотнения у глин будет выше, чем
у суглинков, а у суглинков выше, чем у супесей.
В зарубежной практике применяются также и другие методы
определения сопротивления срезу глинистых грунтов su по результа-
там зондирования пьезоконусами. В них рассматриваются не общие,
а эффективные напряжения под конусом, в связи с чем используют-
ся другие значения фактора конуса (фактор пьезоконуса). Р.Ж.
Кампанелла и др. [131] используют для этого зависимость
Я,~и2
(3-5)
где Nke — фактор пьезоконуса,
и2 — поровое давление, измеренное непосредственно над конусом,
qt — то же, что и в формуле (3.4).
В монографии Т. Лунна и др. [151] приводятся диапазоны изме-
нений фактора пьезоконуса А^ по данным различных авторов
(6... 12, 1...13 и т.д.), отмечается наличие корреляции между Аь и
величиной Bq по формуле (3.1). На рис. 3.14 приведена диаграмма
рассеяния К. Карлсруда и др. (см. в [151]), отражающая корреляцию
фактора пьезоконуса с параметром порового давления, см не мен
Т. Лунн и др. отмечают, что такой подход (т.е. рассмотрение сопро-
тивляемости грунта в эффективных напряжениях) дает хоро Р
зультаты нс во всех грунтовых условиях. Его рекомендуе р •
нять в слабых водонасыщенных глинистых rpj нтах.
189
0,3 и,о v, у 1,2
Параметр порового давления Bq
Рис. 3.14. Корреляция между фактором пьезоконуса и параметром
порового давления В(1 по К. Карлсруду и др. [151]
(по сравнению с оригиналом рисунок несколько упрощен)
Сравнивая применяемые за рубежом методы оценки сопротив-
ления срезу su по формулам (3.26), (3.4а), (3.5), можно отметить
следующие их особенности. Во всех этих методах сопротивление
грунта под конусом используется не в исходном виде (как qc), а в
откорректированном, т.е. учитывающем тот или иной конкретный
фактор (природное давление, поровое давление, особенности кон-
струкции зонда). В соответствии с этим в каждом из методов ис-
пользуются свои значения факторов конуса (пьезоконуса) №, М/
ИЛИ Nke.
Анализируя публикации по вопросу определения su глин!
грунтов по данным зондирования, Т. Лунн и др. [151] дают сл
щие рекомендации:
Рекомен^ется°ВаНИЯ Статического зонди К°ТОрым нет Достаточного
к°иуса ^рам/’я1 "^варительных "рования Для определения su,
ЗД°вап бХ^15---20>"риЧХ7пхРаСЧеТОВ пРин™ать фактор
х°димо им Дорожному подходу г'ЯЯ граница Должна соответ-
в BW, что для CX(COnSerVative estimate). Необ-
ьно Уплотненных и незначп-
190
тельно переуплотненных глин нижняя граница может понижать-
ся ДО Ю и, напротив, в твердых трещиноватых глинах верхняя гра-
ница Nki может повышаться до 30. В очень мягких глинах рекомен-
дуется учитывать поровое давление, т.е. применять пьезоконусы.
2. При наличии достаточного опыта оценки прочности грунтов
по данным зондирования в условиях конкретного региона приведен-
ные выше значения Nkj должны быть откорректированы примени-
тельно к условиям этого региона.
3. В изысканиях для строительства крупных ответственных со-
оружений следует наибольшее внимание уделять правильности вы-
бора «эталонных» значений сопротивления срезу зи, к которым при-
вязываются все корреляционные зависимости.
Приведенные рекомендации, в частности, показывают, с каким
вниманием зарубежные специалисты относятся к «однопараметри-
ческой» модели разрушения грунта практически на всех этапах изы-
сканий, для объектов любого уровня ответственности.
В целом, рассматривая изложенные методы оценки сопротивле-
ния глинистого грунта срезу одним параметром ($и или те), целесооб-
разно еще раз подчеркнуть следующее.
В отечественной и зарубежной практике используются неодина-
ковые параметры оценки прочности грунта, неодинаково учитыва-
ются влияющие факторы. Если в отечественной практике (БашНИИ-
строй и др.) используется величина - сопротивление сдвигу при
природном давлении, определяемое непосредственно по сопротив-
лению грунта под конусом зонда qc (см. рис. 3.12), то в зарубежной
практике используется сопротивление срезу su, четко не привязанное
к нормальным давлениям. Для его оценки во многих случаях исполь-
зуются показания пьезометров (замеры порового давления). При ис-
пользовании зондов без пьезометров все равно некоторое различие
между зарубежным и отечественным подходами сохраняется, так как
способы учета природного давления в них, как уже отмечалось, раз-
личаются. В табл. 3.7 приведены результаты расчетов сопротивле-
ний грунта срезу (xg или su) методами, применяемыми в России и за
рубежом, т.е. по рис. 3.12 (теоретическая формула т = 77-) и по
формуле 5 =———. Величины сопротивления сдвигу (срезу) при
природном давлении (т^) определялись непосредственно по «оги-
бающей кривой» на рис. 3.12, фактор конуса Nk принимался равным
20, удельный вес грунта 18 кН/м3.
191
Таблица 3.7
гивления грунта срезу, определенные по данным зондирования
методами, применяемыми в России (т₽) и за рубежом (sM)
Сопротивление срезу $„в МПа при глубине в м
Сопротив- ление грунта под конусом зонда, q& МПа Сопротивле- ние грунта срезу при природном давлении, МПа
5 10 15 20
1 0,045 0,045 И 0,041 0,036 0,032
2 0,095 0,095 0,091 0,086 0,082
3 0,123 0,145 0,141 0,136 0,132
4 0,148 0,195 0,191 0,186 Г 0,182
Как видно из табл. 3.7, в наиболее типичных для глинистых
грунтов случаях (qc — 1...2 МПа на глубинах до 10... 12 м) результа-
ты оказываются практически одинаковыми, т.е. Tg ~ su. Однако при
больших глубинах и больших сопротивлениях грунта qc величины т£
оказываются несколько меньше su.
Определение параметров сдвига (ф и с) глинистых грунтов.
Как уже отмечалось, рассмотренные выше методы оценки прочности
глинистых грунтов одним параметром (сопротивлением срезу) в оте-
чественной практике имеют ограниченное значение, так как все рас-
четы оснований и давлений грунтовых масс в России привязаны к мо-
дели грунта с двумя параметрами сдвига (рис. Тем не менее призна-
ние возможности определения по данным статического зондирования
сопротивления сдвигу т₽ и признание допустимости приближенного
установления параметров ф и с при известном xg (см. табл. 3.5 и 3.6)
могут служить достаточным основанием для вывода о возможности
точностк^НИЯ зондирования Д™ раздельного определения (рисе
причине засп™<Х1ЛеМ°И многих стРоительных расчетов. По этой
когда при известно °Т ВНИМания не только упомянутый выше подход,
женно но и иссчеплп^ параметры сдвига (рис принимаются прибли-
связь сопротивления /Ткадлы К°Т°РЫХ из*чалась непосредственная
корреляция между ПаРаМеГР0В-
стых грунтов, т.е. «о ~ ф>> Д ьными параметрами сдвига глинн-
выше корреляции «а С~ т » ** ~ С>>’ В отличие от рассмотренной
исходных данных (.менее 15°В20ЬН° СЛабая’ ^Ри малом количестве
небольшом интервале изменрйог Т°,ЧСК На диагРамме рассеяния) и
Яс (например, менее 2 МПа) се, как
192
правило, улавливать нс удастся. По-видимому, по этой причине
Т, Лунн и др. [151] даже нс упоминают о таких определениях, не
присваивая определению (рис глин никаких рангов достоверности и
пригодности для практического использования. Тем нс менее при
большом количестве исходных данных, большом диапазоне их из-
менения такая корреляция может проявляться довольно четко. На
рис. 3.15 приводится пример такого исследования, выполненного
еще в 70-х годах в институте Фундаментпроект Ю.Г. Трофименко-
вым и др. [99].
Рис. 3.15. Корреляционная связь удельных сопротивлений грунта
под конусом зонда qc с параметрами сдвига (<р и с) в глинах и суглинках
по данным Ю.Г. Трофнменкова и др. 199]:
а - связь qc с углом внутреннего трения ср; б - связь qc с удельным сцепле-
нием с; белые (незаштрихованныс) кружки - глины, черные (заштрихован-
ные) - суглинки
Авторами было обработано 202 лабораторных определения ха-
рактеристик сопротивления сдвигу (параметров сдвига <р и с) глини-
стых грунтов четвертичного возраста и статического зондирования,
выполненного в непосредственной близости (нс далее 5 м) от сква-
жин, из которых отбирались образцы для лабораторных определе-
ний. Зондирование проводилось установками С-979 или СП-36 (т.е.
использовался механический зонд I типа), лабораторные определе-
ния ср и с выполнялись путем стандартного одноплоскостного среза
при нормальных давлениях 0,1...0,3 МПа. Испытанные грунты пред-
ставляли собой глины и суглинки четырех различных литолого-
генетических типов (аллювиальные, делювиальные непросадочные,
флювиогляциальные и гляциальные отложения). Эксперименты про-
водились в различных городах и районах бывшего СССР: в Москве,
Московской области, Рыбинске, Старом Осколе, Железногорске,
Новокузнецке, Красноярске и др.
13 Заказ 1141 1
Как видно из рис. 3.15, наличие корреляции сравниваемых вели,
чин «дс~<р» и «#с~о» сомнений нс вызывает, что оказалось возмож-
ным благодаря большому количеству исходных данных и большому
диапазону изменения сопротивлений грунта под конусом (дс -
= 0,2...6 МПа). По-видимому, некоторая отбраковка данных произ-
водилась (по крайней мере при <?<•= 6 МПа число точек, относящихся
к <р, больше, чем относящихся к с), однако в целом полученные ре-
зультаты указывают на то, что зарубежные специалисты [151] явно
недооценивают возможность определения в глинистых грунтах па-
раметров сдвига ф и с по данным зондирования. Коэффициенты кор-
реляции связей <<qc ~ ф» и «дс ~ с>> составили соответственно 0,71 и
0,70, что в условиях влияния неоднородности грунтов (см. раздел
3.2.1) должно рассматриваться как вполне убедительное доказатель-
ство наличия корреляционной связи. Необходимо также отметить,
что существенного различия этой связи в глинах и суглинках обна-
ружено не было.
Авторы [99] сравнивают также сопротивления грунта под кону-
сом зонда qc с сопротивлениями грунта срезу т, соответствующими
не природному давлению, как это было в исследованиях БашНИИст-
роя (см. рис. 3.11), а нормальным давлениям 0,1 МПа и 0,3 МПа. При
небольшом диапазоне рассматриваемых глубин погружения зонда
(до 10... 15 м) корреляция величин «#г~т» должна сохраняться, при-
чем параметры эмпирической зависимости, естественно, будут раз-
ными при <j| = 0,1 МПа и ст3 = 0,3 МПа. На этом основании авторы
[99] применили оригинальный прием, позволивший установить па-
раметры зависимостей «qc~<p» и «qc~c». Они рассмотрели два урав-
нения эмпирической связи, полученные при статистической обра-
ботке диаграмм рассеяния «7с~т1» и «<7с~т3», где Tj соответствовало
давлению о, = 0,1 МПа, а т5 - давлению сг3 = 0,3 МПа:
т, =0,016^+0,39
т3 = 0,025^ + 0,92
Принимая во внимание, что т, = о, Г£ф + с и т3 = о3 tgcp + с, авторы
[99] получили формулы для определения и с:
tg<p = 0,045qc + 0,26, (3-6)
е = 0,016?с+0,125. (3.7)
194
суглинков (без их разграничения), соответствующих вслиш.на" со-
противлении грунта под конусом зонда <?<=0.5...6 МПа (табл. 3.8).
Таблица 3.8
Углы внутреннего трения и удельные сцепления глин и суглинков,
соответствующие различным сопротивлениям под конусом зонда,
согласно исследованиям 1977 года специалистов
Фундаментпроекта [99]
Сопротивления грунта под конусом зонда qr, МПа Угол внутреннего трения <р, град Удельное сцепление с, кПа
0,5 16 18
1.0 17 24
1,5 18 30
2,0 19 36
2,5 20 41
3,0 22 47
3,5 23 53
4,0 24 58
4,5 25 64
5,0 26 70
5,5 27 76
6,0 28 | 82
Предложенная таблица обобщает большой экспериментальный ма-
териал, но она ориентирована на усредненные, наиболее вероятные ус-
ловия, без выделения многообразных частных случаев, отклоняющихся
от этих условий. Как отмечалось в разделе 2.4.4 (см. рис. 2.22, в), между
(рис наблюдается корреляция, т.е. каждому значению ф всегда можно
поставить в соответствие определенное (наиболее вероятное) значение
с. Однако эта корреляция очень слабая и каждому значению с всегда
соответствует гмножество значении ф. Рассматриваемая же таолица
предполагает стабильное соотношение ф и с, поэтому точность полу-
чаемых с се помощью оценок может колсоаться в широком диапазоне.
Этот недостаток может быть уменьшен при раздельном рассмот-
рении глинистых грунтов различных типов, по крайней мерс при раз-
дельном рассмотрении глин и суглинков. Авторы [99] этим пренебре-
гали, предполагая, что получаемые уравнения регрессии нс зависят от
13
195
vara Однако с этим можно и не со.
„ого-генетического типа ОДс (глиНы) проявляют тсн.
Л так как на рис. 3-15 бел «дс~ <р» ниже чсрНЫх
гласиться, так к на диаграмме ра _ наоборот.
дениию расп аграммс рассели' недостатки, из праве-
<чг“”« “Г?6“ ™ -»
1 * «лис табл. 3.5 и 3.6 сл ДУ йчив0СТИ откосов и т.д.)
строительных РасчетОВа(я°СиНспользованием рассматриваемой табли-
Юность, обеспечиваемаяй. возможные ошибки всегда
вы 3 7, должна быть вполн "Р соответствующих «запасов»,
мсуг компенсировать^ введ ений необходимо именно
для уменьшения неоправданных «запасов».
Приведенные в табл. 3.8 данные в дальнейшем неоднократно
уточнялись, и в 80-х годах уточненные таблицы для определения у и
с глин и суглинков вошли в нормативные документы (первоначально
они были приведены в СНиП 1.02.07-87, затем, после отмены этого
норматива, они вошли в свод правил СП 11-105-97 [92]). В табл 3.9
приведены значения (р и с, соответствующие различным сопротивле-
ниям грунта под конусом зонда qc, согласно СП 11-105-97 [92].
Таблица 3.9
Определение параметров сдвига ф и с по удельному сопротивлению
грунта под конусом зонда qc согласно СП 11-105-97 [92]
Чп МПа Нормативные значения угла внутреннего трения ф и удельно- го сцепления с суглинков и глин (кроме грунтов ледникового комплекса)
Суглинки Глины
Ф, град с, кПа Ф, град с, кПа
0,5 16 14 14 25
1 19 17 17 30
о 21 23 18 35
3 23 29 20 40
4 25 35 22 45_ .
5 26 41 24 ’ 50___
6 27 Г 47 25 .55
Данные табл. 3.9 от
ласть пХмснМ °рганических вещест ВС₽ТИЧНЬ,М глинистым грунтам
охватХ ^Г ЭТ0Й ТабЛ',Ц"'S - МеНее ,0%- ТеМ “е МСНСС °6'
преобладают г5гически всю терпИТп ВН° очень широка, так как 0,13
" П° ЭТ0Й "Ричине да^ где такие rpy^Tbl
, ННЫе табл- 3.9 содержат опреД»
196
ленные «запасы» надежности, гарантирующие безопасность проек-
тирования „а территории страны, но от них, естественно нельзя
ожидать высокой точности.
Большая точность может быть достигнута при обобщении более
узких диапазонов грунтовых условий, т.е. условий, характеризую-
щихся генетическими типами грунтов конкретного региона. Возни-
кает возможность учета специфики отложений этого региона. В ка-
честве примера в табл. 3.10 приведена связь параметров сдвига (рис
с удельным сопротивлением грунта под конусом зонда qc, содержа-
щаяся в Московских городских строительных нормах МГСН 2.07-01
[54], охватывающих, естественно, только условия г. Москвы.
Таблица 3.10
Определение параметров сдвига <р и с по удельному сопротивлению
грунта под конусом зонда qc согласно МГСН 2.07-01 [54]
Сопротивления грунта под кону- сом зонда qc, МПа Нормативные значения угла внутреннего тре- ния ф и удельного сцепления с суглинков и глин (кроме грунтов ледникового комплекса)
Ф, град с, кПа
1,0 20 25
2,0 21 28
3,0 22 32
4,0 23 35
5,0 24 40
В табл. 3.10, как и в работе [99], глины и суглинки не разделя-
ются и рассматриваются совместно. В отличие от таблицы СП 11-
105-97, таблицы МГСН 2.07-01 охватывают и грунты ледникового
комплекса (табл. 3.11).
Подробное разделение зависимостей «qc~ ср» и «qc~ с» по гене-
тическим признакам провели белорусские специалисты. В табл. 3.12
приведена связь параметров сдвига (рисе удельным сопротивлени-
ем грунта под конусом зонда qc, содержащаяся в Пособии П2-2000 к
строительным нормам Республики Беларусь СНБ 5.01.01-99 [60] (для
удобства таблице придана форма, аналогичная форме предшест-
вующих таблиц 3.9...3.11). В число типов грунтов, охватываемых
табл. 3.12, входят суглинки, присутствующие в табл. 3.9 и 3.10
(столбец «Пылевато-глинистые четвертичные отложения ...»). Од-
нако в табл. 3.12 эти суглинки имеют более низкие прочностные ха-
рактеристики, чем в табл. 3.9 и 3.10 при qc - 1...5 МПа, т.е. регио
нальная специфика грунтов нс исчерпывается одним лишь гснсзи-
197
CO.
поптверждают так№ ^1П---и тому же сопротив.
сом. Ракеты------------------------------р соответствующих Д Несмотря на да_
противлении сР Унь- ^в в сдвигу Ф и с таких грун.
лению Чс оди' различия паРа ним величины Tg при од-
”рда ±10'“
Иомитомже<7сколе
Таблица 3.]]
Определение угла внутреннего трения <р и удельного сцепления с
суглинков и глин ледникового комплекса согласно МГСН 2.07-01 [54]
Нормативные значения угла внутреннего трения ф и
удельного сцепления с для грунтов
Яс, МПа Моренных, озерно-ледниковых и покровных Флювиогляциальных
Суглинки Глины Суглинки Глины
Ф, град с, кПа Ф, град с, кПа Ф,град с, кПа ф, град с, кПа
1 15 22 13 35 14 20 12 29
9 17 43 16 57 16 35 15 46
3 20 63 19 79 19 50 18 63
4 23 83 22 101 22 65 21 80
Таблица 3.12
Определение угла внутреннего трения ф и удельного сцепления с
глинистых грунтов согласно Пособию П2-2000 к строительным
нормам Республики Беларусь СНБ 5.01.01-99 [60]
г Значения угла внутреннего трения ф и удельного для грунтов сцепления с
Ча МПа Ледни (море 1К0ВЫХ иных) Озерно- ледни- ковых Лессовидных (непросадочных) . 1 Пылевато- глинист. четвер- тич.отлож. (кроме вышеперечислен- ных) с содержани- ем органики до 10%
Суг Ф, >еси с, Суг. к ф, град 4 лин- и Г суг. KJ глц ЛИН- ГИ ны Суг lecii Суглин- ки Супеси Суглин- ки
1 град 2 кПа 3 кПа 5 ф» град 6 с, кПа 7 Ф» град G кПа Ф, град кПа Ф> град кПа Ф, град с, кПа
1 26 ГгГ _25 30 14 Id 8 9 10 11" 12 13 14 15
_ 2 27 27_ _ 26 36 36 2? , 18 21 25 18 11 16 __16.
гг 27 _3JL 26 _40_ 14 13 _26_ _22_ 23 30 21 13 18 23.
27 _24_ 34 24 15 JOJ J5J
198
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 V и /конч 12 ание 13 таил. 14 15
\ 5 28 36 27 45 12 66 27 30 25 36 27 17 22 28
8 29 40 28 49 11 87 28 32 26 41 29 19 24 35
10 30 42 29 52 10 102 28 34 27 46 29 21 25 39
> 12 31 48 29 56 9 130 29 36 28 52 30 24 26 47
Исследования, проводимые в БашНИИстрое в 80-х годах, пока-
зали, что точность определения параметров сдвига (рис может быть
повышена, если учитывать нс только сопротивления грунта под ко-
нусом qC9 но и сопротивления на муфте трения^. В табл. 3.13 приве-
дена такая зависимость для четвертичных глин и суглинков Башкир-
ского Предуралья [67]. В скобках приводятся значения qc и^, соот-
ветствующие методике зондирования «со стабилизацией» (см. раз-
дел 2.3), когда сопротивления грунта измеряются в состоянии услов-
ного предельного равновесия зонда. Глины и суглинки в табл. 3.13
не разделяются, так как в Предуралье преобладают глинистые грун-
ты с числом пластичности 1Р = 12...25, т.е. различие между глинами
и суглинками невелико.
Таблица 3.13
Определение угла внутреннего трения <р и удельного сцепления с
четвертичных глин и суглинков Башкирского Предуралья согласно
Рекомендациям Уфимского НИИпромстроя (БашНИИстроя) [67]
Чс (<fcs), МПа <Р, град Удельное сцепление с, кПа, прн f, (/„), кПа
20 (15) 40 (30) 70 (45) 120 (80) 190 (130)
0,6 (0,4) 11 12 18 22
1,0 (0,7) 14 15 21 25 29
1,5 (1,0) 16 19 23 30 ^4 40
2,0 (1,4) 18 23 26 34 39 45
2,5 (1,7) 20 39 44 50
3,0 (2,0) 21 43 49 55
3,5 (2,3) 22 55 60
4,0 (2,7) 23 60 65
Если сравнивать данные табл. 3.13 с данными предшествующих
таблиц, отражающих аналогичные закономерности, легко заметить,
что в табл. 3.13 каждому значению qc однозначно соответствует
лишь определенный угол внутреннего трения <р, а удельное сцепле-
ние с должно приниматься в зависимости от сопротивления грунта
на муфте трения^. При этом удельное сцепление с может быть как
выше, так и ниже значений, приводимых в табл. 3.9, 3.10 и 3.12.
199
_ иины же сопротивления грунта срезу тг> рассчитанные „0
„ЛТри сре^ —ЗЙ“1”’ бЛИЗК”С *
ПР~.,„ЫХ в
таб, 3 о' 3 13 не выявляет каких-либо противоречии между эти.ми
зависимостями” и теоретическим решением задачи о погружении
зонда в упругопластическую среду (раздел 2.4.3)- Некогорая неяс-
ность опушается лишь в понимании роли природного давления. Со-
гласно теоретическим формулам 2.13...2.16 при неизменных меха-
нических характеристиках упругопластической среды (<р, с и £) со-
противление этой среды под конусом зонда пс должно возрастать с
глубиной, хотя и довольно слабо. Одному и тому же значению qc на
большей глубине должны соответствовать меньшие значения
параметров сдвига (рис. Тем нс менее авторы приводимых таблиц
(табл. 3.9...3.13), работая независимо друг от друга, в различных ре-
гиональных условиях, эту закономерность не обнаружили. Возмож-
но, это было следствием небольшого диапазона глубин погружения
зонда, так как в XX веке в бывшем СССР зондирование проводилось
в большинстве случаев на глубину до 14... 15 м. Лишь в слабых гли-
нистых грунтах глубина достигала 20 м (в особых случаях 30 м).
Определение угла внутреннего трения песков ф представляет
вопрос, по которому меньше разногласий, чем по определению
прочности глинистых грунтов. Возможность такого определения
признается практически всеми специалистами по зондированию,
расхождения имеются лишь в частных вопросах. Корреляция между
сопротивлением грунта под конусом зонда qc и углом внутреннего
трения (р наблюдается практически для всех видов песков, хотя фор-
мы эмпирических зависимостей могут различаться (иногда сущест-
венно) в зависимости от вида песка и диапазона глубин.
Большинство исследователей увязывают эмпирические зависи-
мости с теоретическими решениями задачи о погружении зонда в
сыпучую среду, до разрушения не деформирующуюся («осесиммет-
ричная задача» теории предельного равновесия). Такой подход нс
ОСОбЫХ против°Речий> но многообразия получаемых зави-
ной^ачи»' п <Р>> °" совершенн° не объясняет. Решение «смешан-
ной задачи», предполагающей в качестве модели гпипа сведу, де-
Ho^aKo^Ky'TOHa^KMUB^c''^^6^1^ " РазрУшаюшУюся СОГТ’
яснения эмпирических законД б°ЛеС Э‘5‘*еетивнЬ1м средством ооъ-
гласно таким решениям величнРН0СТСИ' Как У»е отмечалось, со-
сом зонда qc зависит не только от Conptn—пения грунта под КОНУ'
только от прочности, но и от сжимаемости
200
ЭТОГО грунта, что относится и к случаю с = 0. В этой связи в разных
песках одно и то же сопротивление qc может соответствовать раз-
личным сочетаниям угла внутреннего трения 9 и модуля деформа-
ции Е. Влияние сжимаемости песков на характер зависимости «qc ~ 9»
признается как эмпирический факт многими специалистами, ориен-
тирующимися на решения теории предельного равновесия. В разделе
3.2.2 также отмечалось, что связь «qc ~ <р» должна зависеть от при-
родного давления, т.е. от глубины погружения зонда, поэтому одним
и тем же значениям qc на больших глубинах должны соответствовать
меньшие значения 9.
В качестве примера из зарубежной практики на рис. 3.16 приве-
дена довольно часто используемая в ряде стран эмпирическая зависи-
мость между сопротивлениями зондированию qc и углами внутренне-
го трения песков 9, полученная П.К. Робертсоном и Р.Ж. Кампанел-
лой (см. в [96]). Зависимость получена в нормально уплотненных пес-
ках средней сжимаемости. Фактором, отражающим глубину, является
природное давление glo. Обращают на себя внимание очень высокие
значения углов внутреннего трения 9 (до 48°). Значения о > 42° в оте-
чественной изыскательской практике встречаются крайне редко, при-
чем они характерны не для песков, а для крупнообломочных грунтов,
в которые зонд обычно не удается погружать. По-видимому, авторы
при получении своей зависимости использовали значения 9, установ-
ленные какими-либо косвенными методами.
Рис. 3.16. Эмпириче-
ская зависимость
удельного сопротивле-
ния песков под конусом
зонда qc от их угла
внутреннего трения 9 и
природного давления
сго по П.К. Робертсону и
Р.Ж. Кампанелле (см. в
|96|); пески нормально
уплотненные, средней
сжимаемости, преиму-
щественно кварцевые
201
n f. з 14 ппиведена зависимость «qc ~ Ф» Д™ песков, прИНя.
звя в^скХ— документе СП 11-105-97 [92]. Знач,
ния угла внутреннего трения Ф в интервале глубин от до 5 м опре.
деляются интерполяцией. При глубине более 5 м связь «9с ~ ф» счи.
тается независящей от глубины изучаемого слоя, что, по-видимому,
отражает ориентацию авторов на известные решения задач теории
предельного равновесия [8, 5, 118]. В упомянутых решениях прини-
мается, что начиная с некоторых глубин (5 м или меньше) погруже-
ние зонда происходит за счет взаимодействия зон разрушения и уп-
лотнения, без выпирания грунта на поверхность. В то же время эм-
пирическая зависимость на рис. 3.16 указывает на влияние природ-
ного давления во всем интервале глубин погружения зонда. Теоре-
тическая формула (2.13) также предполагает влияние природного
давления на всех глубинах (величина должна неограниченно воз-
растать с глубиной). Окончательное решение этого вопроса, по-
видимому, удастся получить при накоплении большего объема дан-
ных зондирования и лабораторных испытаний в большом интервале
глубин (до 35...40 м).
Таблица 3.14
Определение угла внутреннего трения <р песков по удельному сопро-
тивлению грунта под конусом зонда qc согласно СП 11-105-97 [92]
qn МПа Нормативный угол внутреннего трения песчаных грунтов ф (град) при глубине зондирования, м
2 5 и более
1,5 28 26
3 30 28
5 32 30
8 34 32
12 36 34
18 38 36
26 40 38 J
tB лш лов внутреннего трения, получаемых по рис. 3.16 и по
табл. 3.14, выявляет существенные расхождения. При одних и тех же
значениях qc углы ф в табл. 3.14 значительно меньше, чем на рис. 3.16.
апример, при qc~ 5 МПа на глубине 5 м (природное давление 90... 1^
19°мпС7 114 ф = 30°’ согласно Р^. 3.16 ф = 38...39’. При
соотвегс £ 'нно 34"1 углы внутреннего трения ф составляют
V Н1Ю «54 И 42 ППи /7 — О/С X лтт н о ° тл
> НрИ Qc 2.x) п/1Г|Й тл гп ЧХ И
ф s= 45°. Причины таких больших расхождений остаются пока неясны-
ми, так как обе зависимости являются эмпирическими, отражающими
результаты статистического обобщения большого числа данных.
В табл. 3.15 приведена зависимость «qc ~ ф» для песков, принятая
в Московских городских строительных нормах МГСН 2.07-01 [54].
Таблица 3.15
Определение угла внутреннего трения ф песков по удельному сопро
тивлению грунта под конусом зонда qc согласно МГСН 2.07-01 [54]
Глубина зондирования, м Значения ф° при q„ МПа, равном
1 2 3 4 5 6 10 и более
2 30 32 34 36 38 40 42
5 и более 28 30 32 34 36 38 40
Как видно из табл. 3.14 и 3.15, углы внутреннего трения ф со-
гласно МГСН 2.07-01 значительно выше, чем в СП 11-105-97, при-
чем московские нормы в этом отношении значительно ближе к ре-
комендациям П.К. Робертсона и Р.Ж. Кампанеллы.
В табл. 3.16 приведена зависимость «qc ~ ср» для песков, приня-
тая в нормативном документе Республики Беларусь - Пособии П2-
2000 к строительным нормам СНБ 5.01.01-99 [60] (для удобства
форма таблицы изменена).
Таблица 3.16
Определение угла внутреннего трения ф и удельного сцепления с
песчаных грунтов согласно Пособию П2-2000 к строительным нормам
Республики Беларусь СНБ 5.01.01-99 [60]
Цс, МПа Значения угла внутреннего трения ф и удельного сцепления с для песчаных грунтов
Крупных Средней крупности Мелких Пылеватых
Ф, град кПа Ф, град с, кПа Ф, град кПа Ф» град с, кПа
1 ..Л — 2 3 4 5 6 7 8 9
1 30 28 — 26 24
2 32 30 — 29 26 2
3 34 —— 32 — 30 1 28 3
5 36 35 1 32 2 30 4 j
203
Как видно из табл. 3.16, согласно нормам Республики БеларуСь
углы внутреннего трения ф, соответствующие одним и тем же значе-
ниям qc, могут существенно различаться в зависимости от крупности
песка, но в отличие от всех приведенных выше норм они не зависят
от глубины. Для песков средней крупности <р несколько выше, чем
рекомендует российский свод правил СП 11-105-97 [92] (для глуби-
ны 5 м), и довольно близки к рекомендуемым московскими нормами
МГСН 2.07-01 [54], хотя при qc> 5 МПа нормы Беларуси дают зна-
чения ф несколько ниже, чем МГСН 2.07-01.
Использование табл. 3.16 требует наличия дополнительной ин-
формации о крупности песчаных грунтов, т.е. она предполагает при-
менение зондирования совместно с бурением и лабораторной обра-
боткой образцов песка (с определением гранулометрического соста-
ва песков).
В целом, рассматривая зависимости в табл. 3.14, 3.15 и 3.16, сле-
дует учесть, что табл. 3.14 предназначена для очень широкого диапа-
зона условий (территория всей России), в связи с чем она содержит
несколько большие «запасы».
В европейском престандарте ENV-1997-3 [136] приводится таб-
лица для определения прочности гравия, песков и супесей (silty
soils) по данным зондирования. Прочность оценивается одним па-
раметром — углом сопротивления (angle of shearing resistance), обо-
значаемым непривычным для отечественного специалиста симво-
лом № (N' - arctg(T/o)). Естественно, что для несвязных и мало-
связных грунтов ЛГ примерно совпадает с углом внутреннего тре-
ния (№ ~ ф). В табл. 3.17 приводятся значения N', соответствуют**6
различным удельным сопротивлениям под конусом зонда qc-
Приводимые углы сопротивления относятся к пескам
ши^ра^к ЫМ ИЛИ Полевошпатнь1М)» Для гравия и супесей вводятся
_ ^я гравия Угол сопротивления увеличивается на 2“,
Я супесей угол сопротивления уменьшается на 3°.
204
Таблица 3.17
Относительная плотность (relative dcncity) Сопротивление под конусом цс, МПа Угол сопротив- ления /V, град
Очень низкая (very low) О...2,5 29...32
Низкая (low) 2,5...5 32...35
Средняя (medium) 5...10 35...37
Высокая (high) 10...20 37...40
Очень высокая (very high) >20 40...42
Сравнивая эту таблицу с приводимыми выше таблицами отече-
ственных нормативных документов, нетрудно заметить, что разница
между ними невелика. В значительной мере она связана с тем, что в
отечественных нормативных документах учитывается глубина зон-
да, а в ENV-1997-3 она не принимается во внимание. Кроме того, в
отечественных нормативных документах имеется в виду нс угол со-
противления arctg(T/o), а угол внутреннего трения <р, предполагаю-
щий наличие удельного сцепления (с) у супесей, т.е. в супесях углы
Ф должны быть меньше величин W, указанных в табл. 3.17 (даже с
учетом вводимых поправок).
3.2.4. Определение модулей деформации грунтов
В качестве основных дефомативных характеристик грунтов в
отечественной и мировой практике используются характеристики,
соответствующие параметрам линсйно-дсформируемой среды: мо-
дуль деформации Е и коэффициент Пуассона (поперечной Деформа-
ции) V. В монографии Т. Лунна и др. [151] обращается внимание на
то, что модуль деформации реальных грунтов (осооенно
зависит от большого числа факторов, в том числе " '
няющих нагрузок (недоуплотненные, нормально уплоп
уплотненные грунты), стадии работы грунтов( соотв’стствии с
дренирования, направлений действия напряжении. В еоответств
этим в мировой практике чаще всего выделяют.
пр..
205
Мяпяду С ЭТИМИ хараму-...... к
Липиеет'сжимаемосги тт функционально связанный с Модуле-
формации при дренированном нагружении. При необходимости о?
ределения скорости и продолжительности развития осадок Hctl0J
зуется коэффициент консолидации с,.. В расчетах оснований гибКих
фундаментов часто используется «коэффициент постели» с, о"*
жающий не только деформативность основания, но и особенност'
надземных или подземных конструкций, особенности расчетной
схемы и проч., в связи с чем он устанавливается не изыскателем а
проектировщиком непосредственно в ходе проектирования.
Коэффициент поперечной деформации v как в отечественной
так и зарубежной практике инструментально определяется редк^
(стабилометром), в большинстве случаев он устанавливается кос-
венно, по таблицам, без специальных испытаний.
Определение модуля деформации Е при дренированном на-
гружении является наиболее важной задачей, так как для проекти-
рования большинства объектов достаточно знание именно такого
модуля деформации. В отечественной изыскательской практике при
оценке деформативности грунтов статическое зондирование исполь-
зуется, как правило, только для оценки «дренированного» модуля
деформации, так как необходимость определения модуля упругости
или модуля сдвига возникает крайне редко. Тем не менее в зарубеж-
ной практике зондирование иногда используется для определения и
модуля упругости, и модуля сдвига, а при наличии пьезоконусов оп-
ределяются коэффициенты консолидации, что будет рассмотрено
ниже.
Эмпирические зависимости, связывающие результаты зондирова-
ния с модулем деформации, отличаются особым многообразием. Как
уже отмечалось в разделе 2.4.1, число таких зависимостей исчисляется
десятками. Каждая эмпирическая зависимость представляется доста-
точно надежной лишь в определенном диапазоне грунтовых условий,
причем общепринятых критериев разграничения таких диапазонов
пока не выработалось. В России и странах СНГ явное предпочтение
отдается генетическим признакам (например, четвертичные аллюви-
альные, флювиогляциальные, элювиальные; юрские и т.д.). Зарубе*"
ные специалисты обычно не отрицают и используют подобный под-
ход, но чаще ориентируются на более очевидные признаки, например
на территориальное положение грунтов (глины Северного моря, бере-
говые норвежские глины и т.д.), на состав грунта, сосредоточиваясь на
его специфике (опесчаненные или пылеватые супеси чувствительные
ЛИНЫ, заиленные пески и т.д.). Очень большое внимание уделяет^
206
в процессе геологиче-
• уплотненные,
качестве критерия высту-
- ..i состав
истории уплотнения грунта, т.е. действовавшим в П1ЛЩП
скои истории природным давлениям (п>у,™
переуплотненные и т.д.). Для песков часто в г -
паст нс только гранулометрический, „о и мин^и^
(кварц, полевой шпат и т.д.).
Многообразию эмпирических формул «Е~дс» способствует не-
достаточная определенность самой величины модуля деформации
которая при различных испытаниях получается различной. Напри-
мер, модули деформации, получаемые при испытании в одометре
(компрессионном приборе), оказываются, как правило, в несколько
раз меньше получаемых при полевых испытаниях штампом. При
этом параметры используемого испытательного оборудования тоже
могут влиять на получаемые результаты (например, размеры штам-
па). В отечественной практике определения модуля деформации
грунта в качестве эталона принимаются результаты, получаемые
штампом площадью 5000 см2. По ним корректируются результаты
других испытаний, в первую очередь лабораторных испытаний в
одометре. Для объектов пониженного уровня ответственности (тре-
тий уровень ответственности) российские нормы допускают коррек-
тировку компрессионных модулей табличными коэффициентами без
проведения штамповых испытаний [92]. Естественно, что эмпириче-
ские формулы, основанные на сопоставлении сопротивлений зонди-
рованию qc с модулями деформации, получаемыми разными метода-
ми, могут существенно различаться.
В отечественной и мировой практике до настоящего времени
наиболее распространенным методом определения модуля деформа-
ции остаются компрессионные испытания в одометре, которые по
своей простоте превосходят другие методы испытаний. Корректи-
ровка компрессионных модулей, являющаяся согласно СП I 1-10>97
[92] обязательной в РФ, в зарубежной практике обязательной не яв-
ляется и проводится не всегда. По этой причине за рубежом ком-
прессионным модулям уделяется значительное внимание, проведено
много работ по выявлению эмпирических зависимостей между та-
кими модулями и сопротивлениями зондированию qc. Получаемые
зависимости обычно представляются в форме [151]
M=arT,q.
где М- компрессионный (одомстрический) модуль деформации.
ат— переходный коэффициент.
207
в отечественных нормативных документа )У2) модули дефо
ЧШНП определенные с помощью штампа н компрессионного 11р,
бора (одометра). обычно обозначаются одинаково - буквой Е (и
публикациях они иногда обозначаются соответственно Еш „ д;\
В связи с тем, что все рассмотренные ниже исследования по вопро-
сам определения компрессионного модуля относятся только к
зарубежным публикациям, в настоящей главе сохранены обозначе-
ния первоисточников, т.е. Л/ - компрессионный модуль, £ - штам-
повый.
На рис. 3.17 приведены в виде диаграммы рассеяния результаты
исследований Г. Ричери и др., приводимые в монографии Ю.Г. Тро-
фнменкова, Л.Н. Воробкова [97]. Г. Ричери и др. сравнивали ком-
прессионные модули деформации М глинистых грунтов с их сопро-
тивлениями под конусом зонда
Рис. 3.17. Результаты сравнения компрессионных модулей деформации
М глинистых грунтов с сопротивлениями этих грунтов под конусом
зонда qc (по Г. Ричери и др.):
а«= 2,4,6,8 - линии, соответствующие коэффициентам а„
в формуле (3.8)
В табл. 3.18 приведены значения ат, рекомендуемые в работах
Г. Санглера, Дж.К. Митчелла и У.С. Гарднера (см. в [151]). Несколь-
ко затрудняет оценку приводимых значений различие между клас-
сификациями грунтов, которыми пользуются авторы, и отечествен-
в связи с чем названия видов грунта (в первом
столбце) дублируются названиями оригинала.
Таблица 3. /8
Значении коэффициента ат и формуле (3.8) по данным Г. Санглера,
Дж.К. Митчелла и У.С. Гарднера
Вид грунта a„, Удельное сопротивление под конусом зонда, МПа
Глины низкой пластичности (clay of low plasticity) Г* fj 1° tn co СП <0,7 0,7...2,0 >2,0
Пылеватые супеси и суглинки низкой пластичности (silts of low plasticity) 3...6 1...3 >2 <2
Пылеватые глинистые грунты высокой пластичности (highly plastic silts and clays) 2...6 <2
Пылеватые супеси и суглинки заторфованныс (organic silts) 2...8 <1,2
Торф и заторфованная глина (peat and organic clay) 1,5...4 l...l,5 0,4... 1 qc < 0,7 влажность: 50... 100% -»- 100...200% - » - > 200%
Как видно из табл. 3.18, в большинстве случаев компрессионный
модуль деформации глинистого грунта равен двух-шестикратной вели-
чине удельного сопротивления этого грунта под конусом зонда qc~
Очень большое значение имеет наличие органических примесей в грун-
те: при одних и тех же значениях qc модуль деформации заторфованных
грунтов может быть ниже, чем у нсзаторфованных, в два и более раза.
В монографии Ю.Г. Трофименкова [96] приводятся данные об
ап/ еще нескольких авторов. Они по порядку величин несущественно
отличаются от ап, в табл. 3.18. Некоторые авторы обнаруживают
связь а„, с числом пластичности 1Р (большим числам пластичности
соответствуют несколько меньшие ат), имеются исследования, не
подтверждающие связи am с qc. Тем не менее величины а„, у авторов,
упоминаемых в [96], отличаются мало и находятся в основном в пре-
делах 3...7.
При использовании пьезозондов вместо qc используется откор-
ректированная величина qt [151]:
М = a. (qt - ow),
209
(3.9)
14 Заказ 1141
где М - компрессионный модуль деформации, т.е. то же, что „ в
Ф°Р^иС£-то же, что и в формуле (3.3), т.е. откорректирован,^
величина сопротивления под конусом и природное давление,
а, - переходный коэффициент, принимаемый для переуплотнен
ных грунтов в пределах а, = 5...15, для нормально уплотненных - в
пределах а,- = 4... 8. .
Упомянутые работы по данному вопросу зарубежных авторов
содержат очень мало сведений об определении модуля деформации
песков. Возможно, что это связано с недостатком эксперименталь-
ных данных, так как отбор монолитов из песчаных слоев — сложная
задача, требующая применения специального дорогостоящего обо-
рудования.
В целом, анализируя упомянутые выше работы, авторы моно-
графии [151] отмечают, что определение «дренированных» модулей
деформации по результатам зондирования, которое соответствует
«недренированному» нагружению грунта, является весьма ненадеж-
ной процедурой. Она приемлема только при наличии местных эмпи-
рических зависимостей типа «М~ qc» и при участии достаточно ква-
лифицированного персонала.
В отечественной практике последние десятилетия основное
внимание исследователей было направлено на изучение связи ре-
зультатов статического зондирования с модулем деформации, со-
ответствующим не компрессионным, а штамповым испытаниям. В
качестве примеров на рис. 3.18 приведены результаты сравнения
штамповых модулей деформации Е с сопротивлениями под кону-
сом зонда qct полученные в институте Фундаментпроект в 60...70-е
годы [97].
Приведенные на рис. 3.18, а данные относятся к четвертичным
аллювиальным пескам, мелким, влажным, средней плотности и
плотным. Модуль деформации определялся путем испытаний грун-
тов штампом площадью 5000 см2 на глубинах от 2 до 15 м (в шурфах
и шахтах). Данные на рис. 3.18, б относятся к четвертичным глини-
стым грунтам, модуль деформации определялся таким же штампом-
В обоих случаях использовались зонды 1 типа.
В качестве примера результатов более поздних исследовании
связи «Е ~ дс» применительно к зондам II типа на рис. 3.19 приведе-
ны диаграммы рассеяния, полученные для моренных суглинков и
юрских глин на территории Москвы [381. Модуль деформации опрс-
скважинГеМ ИС“Й ШТ~ площадью 600 см2 в
210
Рис. 3.18. Результаты сравнения штамповых модулей деформации Е
с сопротивлениями грунта зондированию qe
по данным Фундаментпроекта [97]:
а — исследования в песках; б - исследования в глинистых грунтах; аппрок-
симирующие линии: для песков 1 - линия Е = Здо 2 - линия Е - + 13;
для глинистых грунтов; 3 - линия Е = lqc, 4 - линия Е = 7,8^с + 2 (£ и qc в
приводимых эмпирических формулах в МПа)
Рис. 3.19. Результаты сравнения штамповых модулей деформации Е с
сопротивлениями грунта зондированию qc по данным Р.С. Зиангирова
и В.И. Каширского [38]:
а - моренные суглинки; б — юрские глины;
1 - линия Е = 6,4^+ 2 - л,,ния Е = 2 - л,,ния Е = + 2 114св
приводимых эмпирических формулах в МПа)
14*
211
. 3.19, зависимости та,—7с„,-------------
~....~ * --
очень велика. Для сравнения на обе’ Не'
Как видно из рис- - , ертИчные моренные и юрские)
разного генезисаДч Для сравнения на обс
Одинаковы, хотя разнииа «е £ = 7 (п03. 2)>
граммы рассеяния нанесен модуля деформации глинистых грун.
часто используется при о^ <<£ ~ д?>> че„ аппроксимирую^
тов. Она хуже характер У £ = 6 ^с+ у (поз. 1) и для юрских
линии для моренных сугл
глин Е = 8?е (поз- >> рассеяния имеются «выскакивающие»
На обеих диаграм & ону занижения, так и завышения Е.
точки, отклоняющиеся ^ются следствием методических недос-
Не исключено, что он неоднородности грунта, нестабиль-
татков эксперименгоНвлияние^ _ д)>
ность работы ап“Р^и следует быть очень осторожным и допус-
ГоХаковку результатов только на основе изучения самих уело-
ВИЙ и™ийУ Не следует забывать, что в подобных экспериментах
случайные факторы могут не только увеличивать расхождения меж-
да сравниваемыми величинами, но и уменьшать их.
В упомянутой работе [38] обобщаются исследования, связан-
ные с изучением связи между штамповыми модулями деформации
и сопротивлениями зондированию грунтов, залегающих на терри-
тории Москвы. Приводятся более 20 эмпирических формул, содер-
жащихся в московских нормативных документах, публиковавших-
ся в различных статьях и монографиях, а также полученных сами
ми авторами. К последним относятся, например, следующие фор-
мулы (Е и qc в МПа):
- суглинки моренные: Е = 6,4^с+ 7;
- супесь юрская в коренном залегании: Е = 3,4^с+ 2;
- супесь водонасыщенная, песок пылеватый на глубине до 5 м
(дс=0,5...5МПа):Е=1,1дс + 3;
- супеси и легкие суглинки зоны аэрации, твердые (qc = ПО---
МПа):Е = 3,1дс + 8;
- пески крупные, средней крупности, плотные (дс ~ 4,0...
МПа): Е = 16^+1,4;
- пески средней крупности, рыхлые (qc = 2,0...Ю МПа)-
£-1,7дс+5;
- пески мелкие и пылеватые, плотные и средней плотности
(9е=1,5...2,5МПа):£ = 1,4дс+13.
- глины юрские: Е = 8<?с.
х неоговоренных случаях грунты четвертичного возраста
212
В настоящее время к штамповым модулям деформации привяза-
ны все зависимости «Е ~ qc»> приводимые в нормативных докумен-
тах России и стран СНГ.
В табл. 3.19 и 3.20 приведены такие зависимости, принятые в
Российском нормативном документе СП 11-105-97 [92]. Как и при
оценке прочности грунта, все приводимые в этом нормативе зависи-
мости «Е ~ qc» предназначены для четвертичных грунтов с содержа-
нием органических веществ менее 10%. Для глин и суглинков лед-
никового происхождения в СП 11-105-97 значений модуля деформа-
ции не приводится.
Таблица 3.19
Определение модуля деформации Е по удельному сопротивлению
песков под конусом зонда qc согласно СП 11-105-97 [92]
Наименование песков Нормативный модуль деформации песчаных грунтов Е при qc, МПа
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Все генетические типы, кроме аллю- виальных и флю- виогляциальных 6 12 18 24 30 36 42 48 54 60
Аллювиальные и флювиогляциаль- ные 17 20 22 25 28 30 33 36 38 41
Таблица 3.20
Определение модуля деформации Е по удельному сопротивлению глин
и суглинков под конусом зонда qc согласно СП 11-105-97 [921
Наименование глин и суглинков Но] ГТ эмативный шн и су гл И1 модуль деформации ков Е при q^ МПа
0,5 1 2 3 4 5 6
Все генетические типы, кроме грунтов ледникового комплекса 3,5 7 14 21 28 35 42
Из табл. 3.19 и 3.20 видно, что принятые в нормах зависимости
«Е~ <ус» соответствуют эмпирическим формулам: для глин и суглин-
ков Е = 7qc, для песков (кроме аллювиальных и флювиогляциаль-
ных) Е = 3qc, для аллювиальных и флювиогляциальных песков при-
нята несколько иная связь.
213
Московских городских С1Р™‘ vc_OBIi« l54],
охватывающие более широкий круг условии.
Таблица 3.21
Формулы для определения модуля деформации по удельному
сопротивлению грунта под конусом зонда qc согласно МГСН 2.07-01 [S4]
Происхождение и возраст грунтов Зависимость £, Мщ"' от qc, МПа
Пески: 1. Современные аллювиальные (a- Q4) и озерно- болотные (/j h- Q4) 2. Древнеаллювиальные (а-0з\ флювиогляци- альные (f~Q2 ) и внутриморенные Е - 3 qc £=2,5 qc + 10
Суглинки и глины: 1. Современные аллювиальные (а — Q4) и озер- но-болотные (/j h - Q4) 2. Покровные (Pr - 02-з) > озерно-болотные (- Q3) и озерно-ледниковые (lg - Q2) 3. Моренные (g-<22) 4. Флювиогляциальные (/ — g2) £ = 7^с Е = 7,8 qc + 2 £ = 8 qc + 7,5 £=5,4 gc + 7,4
В табл. 3.22 приведены зависимости «£ — qcy> для песков, приня-
тые в нормативном документе Республики Беларусь — Пособии П2-
2000 к строительным нормам СНБ 5.01.01-99 [60]
Таблица 3.22
P деление модуля деформации Е по удельному сопротивлению к стппП|^Гп? П0Д ко,,усом 3°нда Яс согласно Пособию П2-2000 ным нормам Республики Беларусь СНБ 5.01.01-99 [60]
Песчаные грунты разного генетического образования Значения модуля деформации (£), при <7О МПа [Па /Г
~ 1 2 4 .6 8 _1° 12 J5_ ^20, л
Пески^авел^^^- Р Дние, независимо От [ЛДадсности от 2 3 4 5 6 7 _8_ 9_
10 15 21 25 32 38 45 50 60
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Пески мелкие, независимо от влажности 8 12 18 22 26 30 36 42 50
Пески пылеватые, нсводона- сыщенные 7 10 14 18 21 25 30 35 40
Пески пылеватые, водона- сыщенные 6 8 10 14 18 21 25 30 35
При значениях qCi превышающих указанные в табл. 3.22 значе-
ния, Пособие [60] рекомендует принимать Е при максимальных таб-
личных значениях qc (т.е. без экстраполяции).
В глинистых грунтах Пособие [60] рекомендует определять мо-
дуль деформации Е по формуле
16(1-V)
где а - эмпирический коэффициент, равный
- для супесей моренных а = 8,
- для суглинков моренных а = 8,5,
- для остальных генетических видов грунтов: супесей а = 8,8,
суглинков а = 9,5, глин а = 11;
v - коэффициент поперечной деформации (Пуассона), опреде-
ляемый в лабораторных условиях на приборах трехосного сжатия,
или ориентировочно равный
- для песков v = 0,30,
- для супесей v = 0,35,
- для суглинков v = 0,40,
- для глин v = 0,45,
- для глин с содержанием органических веществ до 25% v = 0,50.
Формулу (3.10) допускается использовать и для песков, если qc =
= 3...10 МПа, в этом случае принимается а = 7.
Формула (3.10) представляет усовершенствованный вариант реше-
ния В.И. Фсрронского [105] (см. раздел 2.4.2). Авторы Пособия [60]
ввели в формулу В.И. Фсрронского повышающий эмпирический коэф-
фициент а, величина которого, как видно из вышеприведенного текста,
колеблется в пределах 7... 11. Если произвести несложный расчет по
формуле (3.10), используя значения а и v, рекомендуемые Пособием
[60] (т.е. приведенные выше, в расшифровке), то формула (3.10) для
грунтов нсморенных (неледникового происхождения) приобретает вид
-дляглин£=6,82^.е.^~
-для супесей К-5,
™По6р“оГпри использовании поправочных (эмпиричсс
-iSfiSSKSS—.
ДЛЯ определения модуля деформации (drained Young s modulus) гравия,
песков и супесей (silty soils) по данным зондирования (табл. 3.23).
Приводимые значения модулей деформации Е относятся к таким
же пескам, как и в табл. 3.17. Они соответствуют деформациям ос-
нования, работающего под нагрузкой в течение 10 лет, т.е. привяза-
ны не к испытаниям грунта, а к наблюдениям за осадками реальных
сооружений. Необходимо лишь отметить, что расчет модулей де-
формации делался с некоторыми волевыми допущениями об интен-
сивности рассеивания вертикальных напряжений в основании (2:1).
Предполагается, что в супесях модули деформации могут быть на
50% ниже приводимых в табл. 3.23, а в гравийных грунтах - на 50%
выше табличных. При этом, если действующая нагрузка на основа-
ние превышает 2/3 от предельного сопротивления, модули деформа-
ции рекомендуется уменьшать на 50%.
Таблица 3.23
Оценка модуля деформации гравийных, песчаных грунтов и супесей
по данным зондирования согласно ENV-1997-3 [136]
Относительная плотность (relative dencity) Сопротивление под конусом qc, МПа Модуль деформации Е, МПа
Очень низкая (very low) 0-2,5 <10
Низкая (low) 2,5...5 10...20 J
Средняя (medium) 5---Ю ' 20...30 _
Высокая (high) Очень высокая (very high) 10-20 >20 30...60 60-90 _J
еще опия с Рассмотренн°й таблицы в ENV-1997-3 [136] приводится
ст связь межд^м ДЛЯ б°Лее ШИРОКОГО кРУга грунтов, которая отража-
под конусом зо^ЛевМАДеф°РМаЦ‘1И Е и Удельным сопротивлением
значения коэффициента a ST \ о В ЭТОЙ таблице ПРИВОДЯТС’'
ненную двумя строками ранее ™'24' ТэбЛ‘ 3-24 пРеДставляет ДОП°Л'
РЗДее уже приводившуюся табл. 3.18.
216
Таблица 3.24
Оценка модуля деформации глинистых грунтов по данным
зондирования согласно ENV-1997-3 (Eurocod 7) [136]
Вид грунта Сопротивление под конусом МПа Значение а
Низкопластичные глины (low-plasticity clay) <0,7 0,7...2 >2 3,0...8,0 2,0...5,0 1...2,5
Низкопластичные супеси (low-plasticity silt) <2,0 >2,0 3...6 1...2
Очень пластичные глины (very plastic clay) Очень пластичные супеси (very plastic silt) I <2,0 Г >2,0 40 О'! СЧ —1
Супеси сильно заторфо- ванные (very organic silt) <1,2 2...8
Торфы и сильно заторфо- ванные глины (peat and very organic clay) Гур = 50... 100% qc< 0,7МПа^ ур = 100...200% Lw> 300% 1,5...4 1-1,5 <0,4
Мелы (chalks) 2,0...3,0 >3,0 2...4 1,5...3,0
Пески (sands) <5,0 > 10 9 1.5
Сравнивая данные таблиц ENV-1997-3 с приводимыми выше дан-
ными отечественных специалистов, можно отметить, что каких-либо
явных противоречий между ними не наблюдается. Тем не менее подоб-
ное сравнение окончательно убеждает, что, не имея четкой литологиче-
ской характеристики грунта, рассчитывать на надежное определение
модуля деформации только по величине qc совершенно нереалистично.
В целом, анализируя приведенные выше формулы и таблицы,
можно отметить следующее.
1. Эмпирические зависимости, связывающие модуль деформации
грунта с результатами зондирования, отличаются многообразием и за-
висят от литологического типа грунта, его генезиса и других факторов,
отражающих местную специфику инженерно-геологических условий.
По этим причинам наибольшая надежность получаемой информации
обеспечивается при использовании зондирования в комплексе с тради-
ционными методами изучения грунта (бурение, лабораторные и поле-
вые испытания и т.д.). Объемы работ упомянутыми традиционными
методами в таких случаях могут быть существенно сокращены.
217
различия
прочими
ские.
же значению qc в
’наблюдаются между отложениями ледникового компле '
типами четвертичных грунтов. Хотя накопленные эмпирИЧе"
данные недостаточно полны, можно заметить, что одному и Том
моренных грунтах соответствуют большие зНаЧени1
™о™ характеристик (<р, с) и несколько меньшиедефорМатив.
ных (£). Это видно, например, из сопоставления табл. 3.12 и расчетов
по формуле (3.10). Так, согласно табл. 3.12 при qc- 1 МПа у моренных
супесей <р = 26’, с = 23 МПа и согласно формуле (3.10) Е = 5,2 МПа; у
пылевато-глинистых супесей неледниковых и нелессовых (табл. 3.12)
ф = is; с = 11 МПа, Е = 5,7 МПа. Аналогично для суглинков моренных
Ф = 25е, с = 30 МПа, Е = 5,4 МПа и соответственно для суглинков не-
ледниковых и нелессовых ф = 16°, с = 16 МПа, Е = 6,1 МПа и т.д. Все
это свидетельствует в пользу смешанной упругопластической модели
грунта, в которой определяющими факторами являются как прочност-
ные, так и деформативные ее свойства.
3. При использовании статического зондирования в районах, где
оно ранее не применялось, в программу изысканий следует включать
сопоставление результатов зондирования и традиционных испыта-
ний грунта, позволяющее оценивать применимость известных зави-
симостей «Е ~ qc» для местных условий.
Методы корректировки результатов определения по данным
зондирования тех или иных показателей рассматриваются в главе 6.
Определение модуля деформации Еи при недренированном на-
гружении в отечественной практике производится относительно
редко, причем статическое зондирование для этого обычно не ис-
пользуется. За рубежом такая задача значительно чаще привлекает
внимание специалистов. В монографии Т. Лунна и др. [151] обоб-
щаются наиболее известные публикации по этому вопросу. Анали-
зируемые решения основываются на корреляции прочностных и де-
формационных свойств грунта. Модуль деформации Еи (при недре-
нированном нагружении) определяется по формуле
Еи = n-su,
(З.П)
гу^срезу) Же* ЧТ° И В Ф°РмУле (3-2), т.е. сопротивление грунта сдви-
коэфЛипТентТпр’ зависящая от стадии деформирования грунта, °т
И других фактороГУПЛОТНеНИЯ’ чувствительности (тиксотропности)
Методика определения непприм~Л
включает следующие этапы: Р Ванного модУля деформации
- определение сопротивления недреннрованному срезу rev™
^Оор”(Зе2));0 С0ПР0™ВЛеНИЯ зондированию «Дем. разде?з.2 3 и
' "“»»» Лиц „
графиков,
- определение модуля деформации Еи по формуле (3.11).
Б В связи с тем, что при любых деформациях грунт ведет себя как
релинеино-деформируемая среда, недренированный модуль дефор-
мации привязывается к конкретной стадии деформаций грунта, ха-
рактеризуемой величиной т/$„ (т - действующие касательные напря-
ьжения в грунте). Согласно исследованиям К.К. Ладда и др. [147] зна-
чения п в формуле (3.11) колеблются в широких пределах (по их
данным п = 25... 1500). При изменении xlsu от 0,2 до 0,8 значения п
(нормально уплотненных глинистых грунтов составляли:
€
Портсмут, суглинки 1р = 15, wL = 35%, r/su = 0,2 - t!su = 0,8 — * «= 1500, * n = 550.
то же
Бостон, глины 1р = 22,и>£ = 41%, то же t!su = 0,2 - t/su = 0,8 — - «=1100, * « = 270.
Бангкок, глины IP =41,wl = 65%, то же t/su = 0,2 - t/su = 0,8 — * « = 1000, > «=180.
Майн, глины 1р = 38, ml = 65%, то же i/su = 0,2 - t/su = 0,8 — * « = 700, * «=140.
Тейлор Ривер, торф w = 500%, то же r/su = 0,2 — t/su = 0,8 - > «=110, > « = 25.
Для переуплотненных глин значение « уменьшалось в 2...4 раза
с увеличением коэффициента переуплотнения от 2 до 8 (при коэф-
фициенте переуплотнения менее 2 значение п уменьшалось незначи-
тельно, а для суглинков при коэффициенте переуплотнения 1,5 на-
блюдалось даже возрастание п примерно на 10%).
Определение модуля сдвига Gn при малых деформациях пред-
ставляет задачу, которая тоже может решаться с помощью статиче-
ского зондирования. Большинство авторов отождествляют такой мо-
дуль с динамическим модулем сдвига. Зарубежные специалисты об-
ращают внимание на нелинейность сдвигающих деформации, мо-
дуль сдвига в процессе нагружения уменьшается и^сго можно счи-
тать стабильным только при деформациях менее 10 Л [151]. мен
но такой начальный модуль сдвига и служит предметом определения
и обозначается Go. П.У. Мейн и Дж.Г. Рикс [153] предложили сле-
дующую эмпирическую формулу для определения Л.
219
„„ , / \ 0.305
Go = 99,5 •(/>„)
(?,)0’695
te)1*130 ’
где ра- атмосферное давление в тех же единицах измерения, Что и
Go (0,0981 МПа),
^-начальный коэффициент пористости грунта,
ф- то же, что и в формуле (3.3), т.е. откорректированная вели,
чина удельного сопротивления грунта под конусом зонда.
Для определения Go по формуле (3.12) необходимо использова-
ние пьезозондов, так как для расчетов необходимы результаты зон-
дирования в виде величин qh зависящих от порового давления (см,
формулу (3.3)).
Разработана методика определения Go по результатам оценки
скорости распространения сейсмических (поперечных) волн в грун-
те, для чего используются сейсмические зонды (см. раздел 1.3.4 и
рис. 1.12) [151]. Расчет производится по формуле
GO=P-K2, (3.13)
где р - плотность грунта
Р = f/g.
у - удельный вес грунта,
g - ускорение силы тяжести (9,81 м/с2),
Vs - скорость сейсмической (поперечной) волны.
На основе этих представлений П.К. Робертсон и др. [151] разра-
ботали карту-схему идентификации грунтов, по которой можно оп-
ределять начальный модуль сдвига (рис. 3.20).
Исходными данными при использовании карты-схемы на рис. 3.20
служат «нормализованное сопротивление зондированию» Qt и вид
грунта, определяемый по данным бурения или по картам-схемам типа
представленных на рис. 3.2 или 3.3.
«Нормализованное сопротивление зондированию» Qt представляет
относительную (безразмерную) величину, определяемую по формуле
°™
(3.14)
нимуд^вдго™ ротмлениягоутаОТКОРРекгиРОВаННаЯ Be"'’
Р ления грунта под конусом зонда,
Gv0 природное давление в гпунте Гпяонл.
Са)’ 7“ Та06""(TOT£WbHOe)
° ” ° Же’ вь Раженное через эффективное вертикально
ление.
вертикальное дав-
Рис. 3.20. Карта-схема П.К. Робертсона и др. [151] для определения
начального модуля сдвига
Применительно к пескам в зарубежной практике используются и
более простые закономерности. Г. Балди и др. [124] выявили весьма
тесную связь Go с qc и установили, что отношение GJqc уменьшается
с увеличением степени плотности песка Id'
ID = е™' е- [х100%], (3-15)
^max ^min
где е, етт и emi„- фактическое, максимальное и минимальное значе-
ния коэффициента пористости.
221
_„пв ими предлагается зависимость;
т.к кварцев^ песков их 76
дпяпылеват 55 5д
Id. 0/0 W
юдуля сдвига G„ (как и рассмсг-
Gjqc „«чины начального к W * в основном при оцед.
Знание вел _ упругоети£«VP (вибраций, ударных
Ре«вог° динамических возденет Q
0 не следует смеши-
ке влияния дина* ьнЫй модуль> ьнда деформаций при
где Е- модуль деформации (дренированный),
v — коэффициент поперечной деформации (Пуассона).
Величина G в ряде случаев может быть на порядок меньше GOi
что видно из карты-схемы на рис. 3.201 отношение Go/qt может дос-
тигать 100, в то время как G/qc обычно не превышает 10.
3.2.5. Определение прочих характеристик грунтов
Наряду с определением рассмотренных выше механических ха-
рактеристик грунта ф, с и Е статическое зондирование может эффек
тивно использоваться для оценки физических свойств грунта - плот
ности сложения песков, консистенции (показателя текучести) глини
стых грунтов. Предпринимаются успешные попытки приближенного
определения по данным зондирования крупности (гранулометриче
ского состава) песков. По данным зондирования оцениваются и
которые специальные характеристики: коэффициент переуплотнен»-
грунта, горизонтальное давление в покое, коэффициент консолида
ции, коэффициент фильтрации, тиксотропность (чувствительност
проч. В отечественной и зарубежной практике статическое зонДИ х
вание используется также для выявления и изучения специфнчес
грунтов (многолетнемерзлых, просадочных, тиксотропных и ПР°^1Х
Применение зондирования в особых условиях (в специфичсС
грунтах и проч.) рассматривается в главе 5, ниже приводятся св х
ния, касающиеся лишь «обычных» грунтов, т.е. применим
большинству инженерно-геологических условий. срП-
В отличие от определения основных механических хар»к сЬ
стик ф, с и Е оценка физических свойств грунта всегда основыв
на чисто эмпирических закономерностях, nnm-ww „v т-аопгтич
интерпретации не предпринималось Прели™,
большей прочности грунта соответствует 6™^ Л,1ШЬ- что
шая влажность (у глинистых грунтов) так X пло™ость, мень-
плотностью сложения, по которой пески разделяются на плот-
ные, средней плотности и рыхлые (в зависимости от коэффициента
пористости и крупности частиц),
- степенью плотности Zd[cm. формулу (3.15)], по которой пески
разделяются на сильноуплотненные (ID = 0,66...1,0), среднеуплот-
ненные (Id - 0,33...0,66) и слабоуплотненные (ID= 0...0.33).
В отечественных нормах СП 11-105-97 [92] рассматривается
только определение плотности сложения песков по данным зондиро-
вания. Приводимая в СП зависимость (табл. 3.25) предполагает знание
крупности песка, причем глубина слоя во внимание не принимается.
Таблица 3.25
Определение плотности сложения песков по удельному сопротивлению
грунта под конусом зонда qc согласно СП 11-105-97 f92]
Пески Плотность сложения при qc. МПа
Плотные Средней плотности Рыхлые
Крупные и средней крупности, независимо от влажности > 15 5...15 <5
Мелкие, независимо от влажности > 12 4...12 <4
Пылеватые неводонасыщенные Пылеватые водонасыщенныс > 10 > 7 3...I0 2...7 <3 <2
В Московских городских строительных нормах МГСН 2.07-01 [54],
напротив, плотность сложения определяется с учетом глубины изучае-
мого слоя, а крупность песка во внимание не принимается (табл. 3.26).
Сравнивая табл. 3.25 и 3.26, легко заметить, что точность
этих таблиц невысока и различия между ними при такой точности
Проявляются довольно слабо, так как неопределенность внутри каж-
дой таблицы больше различий между этими таблицами. Например,
(7с = 5 МПа может соответствовать песку любой крупности, упоми-
223
наемой в табл. 3.25, но согласно обеим таблицам это - песок средней
мотХ. при глубине более 10 м обе таблицы дают од„наковь
результаты для песков крупных и средней крупности. Табл. 3.26
представляется более удобной, так как она позволяет ограничиваться
исходными данными, получаемыми непосредственно с помощью
зондировочной установки. Тем не менее принятие любого ответст-
венного решения на основе одного лишь зондирования, без кон-
трольного бурения, без изучения ранее проводившихся изысканий на
этой территории представляется ситуацией, которую на практике
опытный специалист никогда не допустит.
Таблица 326
Определение плотности сложения песков (крупных, средней крупности
и мелких независимо от влажности) по удельному сопротивлению q
согласно МГСН 2.07-01 [54]
Глубина зондирования,м Значения дс, МПа, для песков
плотных средней плотности рыхлых
3 и менее >7 2,5... 7 <2,5
5 > 10 3 ...10 < 3
10 и более > 15 5 ... 15 < 5
В зарубежной практике при оценке плотности песков использу-
ется в основном степень плотности IDi соответствующая формуле
(3.15). Внимание зарубежных специалистов направлено на опреде-
ление по данным зондирования именно этой характеристики.
Для приближенной оценки ID Дж.К. Митчелл и Р.К. Катти [157]
предлагают таблицу, приведенную ниже (табл. 3.27). Принятая в их
работе классификация песков по степени плотности не совпадает с
отечественной, но в данном случае это значения не имеет.
Таблица 3 27
Приближенное определение степени плотности Id песков по удельному
сопротивлению их под конусом зонда qc (по Дж.К. Митчеллу
и Р.К. Катти [157])
Песок д„ МПа %.
Очень рыхлый <5 <15 -
Рыхлый 5...10 15...35__——
Средней плотности 10...15 35..,65
Плотный 15...20 _65^85_
Очень плотный >20 >85
224
Для более ТОЧНОЙ оценки 7п гнппшпк....
довольно сложные формулы и графики, предХХХХХ’
пряжении в грунте до погружения зонда. Дпя нормалы1о
ных песков это - знание вертикального эффективного напряжения в
грунте до погружения зонда а',, (природного давления, выраженного
через эффективные напряжения). Для переуплотненных песков ис-
пользуется не вертикальное, а среднее (октаэдрическое) эффектив-
ное напряжение о'mean*
В основном это эмпирические формулы, полученные путем об-
работки результатов уникальных лабораторных экспериментов в ка-
либровочных камерах большого размера. Зонд погружался в песок,
уложенный в такие камеры, причем «управляемыми» были не только
вид и плотность песка, но и напряжения в нем.
Г. Балди и др. [123] получили для определения степени плотно-
сти Id формулу
(3-17)
где Со, С\, Сг - константы основания (экспериментальные коэффи-
циенты),
а' — эффективное напряжение в грунте до погружения зонда
(вертикальное или среднее - см. выше), кПа,
qc — удельное сопротивление песка под конусом зонда, кПа.
В работе М. Джамилковского и др. [142] приводится несколько
иная формула для нормально уплотненных песков, полученная
Р. Ланселоттой на основе обработки результатов 144 экспериментов,
выполненных различными авторами с пятью видами песков:
(3-18)
где o’w — вертикальное эффективное напряжение в грунте до погру
жения зонда, выраженное (как и qc) в тс/м .
Авторы отмечают, что точность предлагаемой формулы очень
высока, тем нс менее при практическом ее использовании они
рекомендуют величину qc уменьшать, вводя снижающие коэффи
циенты.
15 Заказ 1141 225
^^^^-сгрнческои, составана гРавелистые, кру!;
бедней крупное™, мелкие и пылеватые. Кроме того, в отеЧсст.
Хно^особенно в зарубежной практике грунт иногда характеризуй
количественным показателем - средним диаметром его частиц^.
В отечественной практике зондирование используется в основ-
ном для качественного их разграничения согласно [28] на крупные
мелкие и т.д. Р.С. Зиангиров и В.И. Каширскии [38] разработали
таблицу (табл. 3.28), позволяющую по данным зондирования оцени-
вать крупность песков, типы гравийно-галечниковых грунтов, типы
супесей, залегающих на территории Москвы. В качестве исходных
данных авторы используют не только сопротивление qc, но и отно-
шение //<?„ соответствующее зарубежному термину «фрикционное
отношение» (см. раздел 3.1.1). Данные таблицы нашли частичное
отражение в карте-схеме на рис. 3.4, а. Во всех строках, кроме 8,
грунты относятся к четвертичным аллювиальным и флювиогляци-
альным отложениям, в строке 8 - пески меловые, морские. Большие
значения qc характерны для более плотных грунтов, меньшие - для
менее плотных. Большие значения отношений f/qc характерны для
разнородных, а меньшие - для более однородных по гранулометри-
ческому составу грунтов.
Таблица 3.28
Идентификация видов несвязных грунтов и супесей по данным
статического зондирования на территории г. Москвы
(по Р.С. Зиангирову, В.И. Каширскому [38])
№ п/п Сопротивле- ние под кону- сом qc, МПа Отноше- ние/, /q„ % Виды грунтов на глубине 2...18 м
1 2 3 4
Гравийно-галечниковые грунты
1 25...35 0,5...0,6 однородные
18...25 0,6...1,2 с песчаным заполнителем
Пески
2 16...25 0,5...1,0 гравелистые -
3 16...22 0,5...!,2 крупные
4 10...20 0,6...2,0 средней крупности —
L 2,5 0,8 средней крупности, рыхлые—
пл 2 [ ~~ з Г Окончание табл. 3.28 4
Пески
3,5...8 1,0...1,18 мелкие
5 — мелкие, рыхлые (единичные значения)
6 2...3 2...3 пылеватые
2 3,5 пылеватые рыхлые
7 9 0,5 средней крупности, пропитанные ГСМ
8 26...28 0,9...1,2 пылеватые и мелкие, на глубине 25 м, очень плотные (е = 0,4...0.45)
Супеси
9 1...2 2...3 пылеватые, пластичные
10 2...3 1,2 песчанистые
Глубина погружения зонда, по-видимому, большого влияния не
оказывала, поэтому авторы объединили результаты, относящиеся к
большому интервалу глубин 2...18 м.
В отечественной и особенно в зарубежной практике предприни-
маются успешные попытки с помощью зондирования оценивать
крупность песков (и частично глинистых грунтов) количественно по
среднему диаметру частиц D$o. Зарубежные специалисты обычно
используют для решения таких задач статическое зондирование в
комплексе со «стандартным пснетрационным испытанием» грунто-
носом (SPT) — типичным для зарубежных изысканий методом дина-
мического зондирования (особенно в США). В качестве исходной
информации используются нс удельные сопротивления грунта под
конусом зонда qc, а отношения результатов статического и динами-
ческого зондирования, т.е. величины qc/N, где N- число ударов, тре-
бующееся для погружения грунтоноса на 30 см. При этом число уда-
ров N корректируется так, чтобы оно соответствовало случаю, когда
эффективность расхода энергии при забивке грунтоноса (обозначае-
мая ERr) составляла 60% (остальная часть идет на деформации штан-
ги при забивке). Если используемое оборудование даст эффектив-
ность забивки ERri отличную от стандартной (т.е. ERr± 60%), полу-
чаемое в процессе забивки грунтоноса число ударов А умножается
на величину £Яг/60.
Вместо сопротивления qc часто используется безразмерная вели-
чина qc/pa, где ра - атмосферное давление в тех же единицах, что и
qCi что обеспечивает независимость измерений от принятых размер-
ностей (кПа, МПа и т.д.).
На рис 3 21 приведены результаты исследований Ф.х KVn
и ПХ. Мейна (см. в [151]), обобщивших экспериментальные
различных авторов, изучавших зависимость величины (9с /_ Л"*
среднего диаметра частиц грунта £>5о- Как видно из рис. 3.21 с °Т
личением среднего размера частиц величина {<lc/p^yN возрастает^8^'
может быть охарактеризовано эмпирической зависимостью ,Чт°
Ос
Pa-N
= 5,44-D«6,
(3.19)
где ра - атмосферное давление в тех же единицах, что и qc,
N - откорректированное (умноженное на величину ERr/fty Чис
ло ударов, потребовавшихся для погружения грунтоноса.
12
10
8
Robertson & ----
Campanella, 1983
1 Г 1 11 > I
(9c/ft)W= 5,44/)S00,26
(n = 197, r2 = 0,702)
0,001 0,01 0,1
10
Средний размер частиц Dso, мм
Рис. 3.21. Связь между средним диаметром частиц грунта и величиной
(Чс/Ра)/К> по Ф.Х. Кульхави и П.Х. Мейну:
ра — атмосферное давление в тех же единицах, что и qc, N— откорректиро
ваиное число ударов молота при динамическом зондировании грунтоносом
(SPT); разная форма «точек» отражает результаты разных авторов
При наличии результатов не только статического зондироваН^’
но и «стандартных пенетрационных испытаний» грунтоносом (S
зарубежные специалисты часто используют величину (д</ра№
228
Robertson and Campanella, 1983
- О Zcrvogiannis and Kaleziotis, 1988
X Chin et. AL, 1983
“ □ Jamiolkowski ct al, 1985
_ A Andrus and Youd, 1987
Kasim et al.. 1986
- ф Seed and deAlba, 1986
• Muromachi, 1981
«™ ут»,,,»™ .Т,м"м5Г“ И1'32 " “>
==х=-"~ВП=
Таблица 3.29
Уточнение видов грунтов на карте-схеме рис. 3.3
по величинам (qc/puyN [161]
№ зоны на кар- те-схеме Вид грунта Величина (Ч'/РаУЯ
1 Чувствительные тонкодисперсные 2
2 Заторфованные глинистые грунты 1
3 Глины 1
4 Пылеватые глинистые грунты 1.5
5 То же с большей долей пылеватых частиц 2
6 Пылеватые и опесчаненные супеси 2,5
7 Пылеватые пески и опесчаненные супеси 3
8 Пески, в том числе с примесью пылеватых частиц 4
9 Пески 5
10 Гравелистые и крупнозернистые пески 6
11 Очень плотные тонкодисперсные грунты 1
12 Пески сцементированные или переуплотнен- ные 9
Отечественные специалисты Р.С. Зиангиров и В.И. Каширский
[38] более просто решают вопрос об определении среднего диаметра
частиц грунта, ограничиваясь использованием только статического
зондирования. Такой подход представляет интерес для отечествен-
ных изыскателей, так как в РФ динамическое зондирование грунто
носом (SPT) распространения нс получило.
На рис. 3.22 приведены результаты исследовании [38J корреля-
ционной связи среднего диаметра частиц грунта Д>о с _
индексом (показателем трения) Rf-ffac для грунтовых усл
сквы.
229
Рис. 3.22. Зависимость фрикционного индекса Rf =f/qc от среднего
размера частиц Р50
Как видно из рис. 3.22, наличие связи между Dso и f1/qc каких-
либо сомнений не вызывает, но точность определения D50 по величине
fjqc представляется довольно низкой. Например, пылеватый песок
может встречаться практически во всем рассматриваемом диапазоне
значений//^, т.е. от 0,7 до 4,5%, причем в диапазоне характерных для
него диаметров частиц (Ао= 0,06... 0,2 мм) какой-либо закономерной
связи между Z)5o Mfs/qc уловить не удастся. Тем не менее при наличии
УРеНИЯ полУченные зависимости могут быть полезны для
ссеков, т.е. отнесения их к той или иной классифика-
ционной группе (крупный, мелкий, пылеватый и т.д.).
текучеслГгпТ^^^ тинистых грунтов. Определение показателя
ния ocHOBbiBaXcgTL1X Грунтов по данным статического зондирова-
рассмотренное №* ЧИСТ0 эмпиРичсских зависимостях, так же как и
8Рем’°вРкТчествсЬисхопн₽еДеЛеНИе "ЛОТНОС™ ““ В
зателя, измеряемые зонп^ ДаННЫХ обычно используются оба пока-
конусом зонда a vn М’ Удельнос сопротивление грунта под
муфты трения f R ельное сопРотивление на боковой поверхности
вании зондов I типа °™етствин с СП 11-105-97 [92] при использо-
пересчитывается или Ротивление Грунта по боковой поверхности
та (ИГЭ) на удельное ИНЖенеРно-геологического элемен-
сопротивление грунта трению/. В этом случае
»
f,=~, (3.20)
4
поп
где Qi общее сопротивление грунта на боковой поверхности зонда,
приходящееся на /-й инженерно-геологический элемент,
Ai — площадь боковой поверхности зонда, приходящаяся на этот
элемент.
Если ИГЭ пройден зондом полностью, то и принимаются в
пределах от подошвы до кровли этого ИГЭ.
Такой подход следует считать весьма приближенным, так как
сопротивление грунта, определенное по формуле (3.20), в полтора-
два раза ниже сопротивления, измеренного на муфте трения зондом
II типа. Подробнее этот вопрос рассматривается в разделе 4.2.
Как во всех эмпирических зависимостях, связывающих данные
зондирования с характеристиками грунта, связь «4 ~ qc» в различ-
ных регионах, в грунтах разного происхождения может различаться.
Российский нормативный документ приводит таблицу для определе-
ния показателя текучести IL для четвертичных глинистых грунтов с
содержанием органических веществ менее 10% (табл. 3.30).
Таблица 3.30
Определение показателя текучести глинистых грунтов IL по удельному
сопротивлению грунта под конусом зонда qc согласно СП 11-105-97 [92]
МПа Показатель текучести 4 глинистых грунтов при/«, МПа
0,02 0,04 0,06 0,08 0,10 0,12 0,15 0,20 озо 0,40 >0,50
1 0,50 0,39 0,33 0,29 0,26 0,23 0,20 0,16 - - -
2 0,37 0,27 0,20 0,16 0,12 0,10 0,06 0.02 -0,05 - -
3 0,22 0,16 0,12 0,09 0,07 0,05 0,03 0.01 -0.03 -0.06 -
5 0,09 0,04 0,01 0,00 -0,02 -0.03 -0.05 -0.07 -0.09 -0.11 -0,13
8 0,01 -0,02 -0,04 -0,06 -0,07 -0.08 -0,09 -0,11 -0.13 -0.14 -0,15
10 - -0,05 -0,07 -0,08 -0,09 -0.10 -0,11 -0,13 -0.14 -0.16 -0,17
12 - — -0,09 -0,11 -0,11 -0.12 -0,13 -0.14 -0.16 -0.17 -0,18
15 - — — -0,13 -0,14 -0,15 -0,16 -0.17 -0.18 -0.19 -0,20
20 - - - - -0,17 -0,18 -0,18 -0,19 -0,20 -0.20 -0,21
Эта же таблица приводится и в белорусском нормативном доку-
менте П2-2000 к СНБ 5.01.01-99 [60].
Несмотря на довольно высокий «статус» этой таблицы, досто-
верность ее данных, относящихся к грунтам твердой консистенции
(4 < 0), как уже отмечалось выше, вызывает сомнения. В четвертич-
ных глинах и суглинках удельные сопротивления под конусом зонда
7с, как правило, не превышают 5...6 МПа. Большие сопротивления
231
можно ожидать
числом
- лишь в очень плотных твердых супесях С низким
, =ности 4. но в таких W”™ показатель тскуЧСсТ1|
плохо отражает механические свойства, так что его определение
большого практического значения не имеет.
В качестве примера «региональной» связи результатов зонд11ро.
ванпя с показателем текучести можно привести таблицу в Рекомен-
дациях НИИпромстроя (БашНИИстроя) для аллювиальных и делю-
виальных глинистых грунтов на территории Башкирского Предура.
лья (табл. 3.31). Как и в табл. 3.13, в скобках приводятся сопротив-
ления грунта, соответствующие состоянию условного равновесия
зонда (зондирование «со стабилизацией»). Незаполненные графы
соответствуют нетипичным для Башкирского Предуралья сочетани-
Определение показателя текучести глинистых грунтов IL по удельному
сопротивлению грунта под конусом зонда qc согласно Рекомендациям
БашНИИстроя [67J
Яо МПа Показатель текучести IL глинистых грунтов при/„ МПа
0,02 (0,015) 0,04 (0,030) 0,06 (0,040) 0,08 (0,050) 0,12 (0,08) 0,19 (0,13)
0,3 (0,2) 0,78 0,69 - - - -
0,6 (0,4) 0,68 0,61 0,54 0,49 — -
1,0 (0,7) 0,58 0,52 0,45 0,42 0,38 -
1,5 (1,0) 0,49 0,43 0,37 0,34 0,29 0,27
2,0 (1,4) 0,42 0,38 0,30 0,27 0,22 0,20 _
2,5 (1,7) - •• 0,25 0,20 0,15 0,13
3,0 (2,0) - - — 0,15 0,10 0,07
3,5 (2,3) - 1 — » 0,07 0,04._
4,0 (2,7) - - - - 0,05 0,02
Сравнивая табл. 3.30 и 3.31, легко заметить, что при одних и тех
же значениях qcufs показатели текучести IL в грунтах Башкирского
редуралья выше, чем в среднем по России, т.е. башкирские глины и
суглинки при прочих равных условиях оказывают несколько
большие сопротивления зондированию.
р В Ряде случаев специалисты, разрабатывающие рекомендатель-
почитяюТН°РМаТИВНЬ1е докУменты регионального назначения, прсД'
Щие пока.затрИеНТИРОВаТЬСЯ На УпР0Щенные зависимости, связываю-
показатель текучести IL лишь с одним показателем - сопротив-
лснисм qc, без учета/; (до 80-х годов такой подход был общеприня-
тым). На рис. 3.23 приведены зависимости «4 ~ 9с» для некоторых
глинистых грунтов, типичных для территории Москвы (четвертич-
ные моренные и юрские отложения) [38].
Сравнение диаграмм рассеяния на рис. 3.23 для моренных (а) и
юрских отложений (б) больших расхождений нс выявляет. На обеих
диаграммах нанесены одинаковые эмпирические линии (1 и 2). Эти
линии занимают примерно одинаковое положение и относительно
экспериментальных «точек» как на диаграмме а, так и на б. В обоих
случаях корреляция «4 ~ qc» довольно слабая.
Рис. 3.23. Зависимость между показателем текучести 4 и удельным
сопротивлением под конусом зонда qc в некоторых грунтах
на территории Москвы (по Р.С. Зиангирову и В.И. Каширскому [38]):
а — моренные глинистые грунты: / - суглинки, 2 - супесь, 3 - глина;
б — юрские отложения: 4 — юрские глины, 5 — крупнообломочныс включе-
ния фосфоритов с песком и глиной, 6 — глина твердая на глубине 20...30 м
Коэффициент переуплотнения грунта, КПУ (в зарубежных
публикациях ovcrconcolidation ratio — OCR, сегодня становится обще-
принятым и в России), представляет одну из характеристик грунта,
оценке которой в настоящее время уделяется повышенное внимание,
особенно за рубежом [151, 129], в последнее время и у нас. Многие
зарубежные специалисты рассматривают OCR как одну из важней-
ших характеристик, отражающих геологическую историю изучаемых
отложений и во многих случаях используют ее как классификацион-
ный показатель, разграничивающий отложения на переуплотненные
и нормально Ния, действовавшего на той или и
мальногоприродног ирования (литификации)> к «а-
ДИН геологичесьог Ф Р в настоящсе время> т е Род,
ному давлению, действуют
ОСЯ= —
с--г
где с’ - максимальное природное давление в процессе форМИрова.
ния грунта (давление переуплотнения),
природное давление в настоящее время.
Максимальное давление о'р чаще всего определяется на основе
компрессионных испытаний по расположению точки перехода на-
чального (наиболее пологого) участка компрессионной кривой к по-
следующему более крутому участку. Используются также и резуль-
таты полевых испытаний грунтов методом вращательного среза. Од-
нако надежность всех этих определений вызывает у многих специа-
листов возражения, связанные с тем, что наличие упомянутого поло-
гого участка на компрессионной кривой может вызываться совер-
шенно иными причинами — многократным высыханием и увлажне-
нием, химическими процессами и т.д. В этой связи некоторые спе-
циалисты вообще рассматривают точку перехода пологого участка
компрессионной кривой в более крутой не как характеристику ранее
действовавших давлений, а как структурную прочность изучаемого
грунта. Американский специалист Г.П.. Чеботарев более полувека
назад отмечал упомянутую условность определения OCR и предос-
терегал грунтоведов относительно «приписывания чрезмерного
практического значения» получаемым в лабораторных условиях ве-
личинам нагрузок предварительного уплотнения [109]. В неодно-
кратно упоминавшейся монографии Т. Лунна и др. [151] также об-
ращается внимание на необходимость осторожного подхода к ис-
пользованию понятия коэффициента переуплотнения применительно
к грунтам с цементационными связями и к длительно эксплуатируй
мым основаниям. Тем не менее значительная часть специалистов все
оненкИДпгч>ИВаеТСЯ мнения 0 приемлемости существующих методов
вйстики п ^практической полезности применения этой характе
тодом статичен СВЯЗИ ПРОВОДИТСЯ немало работ по оценке OCR ме
толом статического зондирования.
234
в Московских городских нормах МГСН 2.07-01 [54] приводится
следующая формула для определения максимального давления пеое-
уплотнения глинистых грунтов: F
(3.22)
где о*р~~ максимальное давление переуплотнения,
qc - удельное сопротивление под конусом зонда,
X - коэффициент, принимаемый равным
при 1Р = 10 X = 0,45,
7р = 20 Х = 0,35,
/р = 30 Х = 0,30.
Путем подстановки о'р в формулу (3.21) получают искомый ко-
эффициент переуплотнения грунта, OCR (КПУ).
В зарубежной практике, как уже отмечалось, определению OCR
уделяется значительно больше внимания, чем в нашей стране, в связи с
чем значительная часть используемых в мировой практике закономер-
ностей в этой сфере получена именно зарубежными специалистами.
В качестве технических средств оценки OCR используются не столько
обычные зонды, сколько пьезозонды. При использовании зондов без
пьезометров принцип определения OCR аналогичен описанному выше,
хотя количественные параметры могут различаться. Для случаев ис-
пользования пьезозондов разработано много вариантов решения такой
задачи. Получены эмпирические формулы, связывающие OCR с раз-
личными показателями, получаемыми с помощью пьезозондов.
В генеральном докладе на 12-м Конгрессе по механике грунтов и
фундаментостроению Т. Лунн и др. [150] приводят эмпирические за-
висимости, связывающие OCR с различными параметрами, получае-
мыми с помощью пьезозондов. Демонстрируемые Т. Лунном и др.
диаграммы рассеяния приведены на рис. 3.24. Эти диаграммы нс ис-
черпывают всего многообразия подходов к определению OCR, в част-
ности в монографии [151] приводятся еще 12 параметров, которые
используются при решении данной задачи с помощью пьезозондов.
Как видно из рис. 3.24, корреляция между сравниваемыми вели-
чинами довольно тесная, особенно при сравнении OCR с нормализо-
ванным сопротивлением зондированию и нормализованной величи-
ной изменения порового давления. Это обстоятельство, безусловно,
представляет практический интерес независимо от того, действи-
тельно ли получаемый коэффициент переуплотнения связан с дейст-
вовавшим когда-то давлением переуплотнения или он характеризует
какие-то другие структурные особенности грунта.
235
Коэффициент переуплотнения КПУ
(overconsolidation ratio, OCR)
Рис. 3.24. Эмпирические зависимости, связывающие коэффициент
переуплотнения с различными показателями, определяемыми
Значки - х С помои«ь«) пьезозондов [151]
йены исхппи °И ФОрмы от₽~ конкретную местность, где были полу-
представлен КПуТоср'Г П° °СИ абсцисс на всех Диаграммах рассеяния
сопротивление зонлипт, ’ П° ординат: - нормализованное
грунта, см. формулу₽гз ^НИК>’ Ч‘ ~ откоРРеетиР°ванное сопротивлени
Давление грунта пт _ ' Сро н ° - общее и эффективное вертикально
изменения порового°лавВеНН°ГО Веса’ - нормализованная величина
меренного на конусе- R *ГДе ~ изменение порового давления,
См- формулу (3.1); ^2“wo)/(9, - orw) _ параметр порового давления,
НИе> где qt nft _ откорпек-run ~ нормализованное фрикционное отно
3°нду) сопротивлени°ВаННЫе (пРименительно к конкретному ньс
П^унтд ПОд конусом и на муфте трения
Наиболее распространенный в зарубежной практике способ оп-
ределения OCR основан на использовании зависимости (см. в [151]):
' Я,
OCR = k-
(3.23)
где
Qt Gyp
< ®vo )
~ «нормированное» значение сопротивления грунта
под конусом зонда:
qt — откорректированная величина сопротивления грунта под
конусом (см. формулу (3.3)),
о™ и о\,0 - общее и эффективное вертикальные давления от соб-
ственного веса грунта,
к - коэффициент, меняющийся в пределах 0,2...0,5 (среднее зна-
чение 0,3), в зависимости от числа пластичности 1Р и других факторов.
Наиболее высокие значения к рекомендуется принимать в ко-
ренных тяжелых глинах.
Несмотря на то что рассмотренный метод предполагает исполь-
зование пьезозондов, а методика МГСН 2.07-01 ориентирована на
обычные зонды, нетрудно заметить определенное сходство между
этими подходами. В обоих случаях большим значениям сопротивле-
ний грунта соответствуют большие OCR (КПУ), причем тем
большие, чем выше число пластичности 1Р. Главное различие в том,
что в МГСН 2.07-01, как и во всех российских нормативных доку-
ментах, используются непосредственно измеренные значения удель-
ного сопротивления грунта под конусом qc, в то время как в зару-
бежном методе используются их относительные (нормированные)
значения, откорректированные применительно к конкретному при-
родному давлению, к измеренному поровому давлению. Возможно,
что использование относительных величин может давать определен-
ные преимущества, однако высокой точности, по-видимому, не дос-
тигается ни в том, ни в другом случае. Авторы монографии [151]
обращают особое внимание на необходимость учета местного опыта,
на использование региональных зависимостей, связывающих OCR с
Другими показателями.
Горизонтальные давления грунта в покое (при отсутствии
внешних нагрузок) также могут определяться с помощью статиче-
ского зондирования. Такая задача часто возникает при проектирова-
нии подземных сооружений, когда необходимо определять давление
^инструкции. Она тесно связана с пасо*#
на °7зш?об определении коэффициента переуплотнения
выше зал»4 ^ически те же исходные данные, что и „ °Cf<)
получаемые зондами II типа или пьезозо^Ч
п вается число пластичности 1„ и т.д. В ряде случаев 0Прс
OCR является первым этапом определения горизонтально^ Да *
ния грунта в покое. ~ ~
Большая часть исследовании в этой области проводилась
бежными специалистами (см. [151, 129]), в РФ интерес к этому^
правлению в использовании зондирования относительно неве
хотя не менее актуален. Ик>
Разработаны различные методы определения горизонталь
давления покоя, которые подробно рассматриваются в MOHorpadT°
Т. Лунна [151]. Точность всех таких методов невелика, определи
щее значение имеют знания и опыт специалистов, решающих подоб*
ные задачи.
В связи с тем, что оценка вертикального давления от собствен
кого веса грунта (природного давления) проблемы не представляет
для определения горизонтального давления покоя определяется ко-
эффициент бокового давления в покое KOi который представляет с~
ношение действующих в грунте эффективных напряжений - гори-
зонтального к вертикальному:
от-
<\о
где а 1ю и <fw соответственно горизонтальное и вертикальное дав-
ления в грунте.
Коэффициент бокового давления в покое Ко соответствует си-
туации, когда поверхность конструкции, воспринимающей давление
ел (НаРУЖНаЯ сторона п°дземного сооружения, подпорная стенка
сдвигя^гга>1 Засыпки и т-д-)> является абсолютно жесткой, т.е. не
ную сторону11 В направлении Давления грунта, ни в противополож-
изьестном^Ю11ЦИЙ ЭТЭП определения горизонтальных давлении при
ний не требует Ве^тикальном (природном) давлении особых поясне
пьезозондов темЬмрМеТ0ДЫ В основном предполагают использован»
ложены методы лп МСНСе и зондов без пьезометров также пр
ДЫ «Дения Ко. Примером использования зондо*
238
без пьезометров может служить метод Т. Масуда и v к 4
[152]. Авторы предлагают использовать уделыю^’ ’Митчслла
Грунта на муфте трения/,, выраженное в oth^LX“
виде//агде а вертикальное эффективное давление в грунте до
погружения зонда (природное давление). Вторым определяющим
параметром при их подходе является коэффициент пертуплсХн
который определяется заранее. На рис. 3.25 приведен График 2
ределения Ко методом Т. Масуда и Дж.К. Митчелла [152].
Рис. 3.25. Зависимость коэффициента бокового давления в состоянии
покоя Ко от относительной величины сопротивления грунта на м\фтс
трения fs/Gl0 и коэффициента переуплотнения OCR по Т. Масуду
и Дж.К. Митчеллу 1152]
Как видно из рис. 3.25, для нормально уплотненных грантов, т.е.
при OCR = 1, наиболее типичные значения коэффициента бокового
давления в покое Ко должны лежать в пределах 0,3...0,7. Это вытекает
из того, что на глубине до 10... 15 м сопротивления на муфте трения
чаще всего лежат в пределах f = 0,03...0,1 МПа. Для переуплотнен-
ных грунтов Ко может быть значительно выше. С увеличением проч-
ности грунта величины Ко в большинстве грунтов (при OCR < 4) уоы
вают, при OCR> 4 зависимость величин Ко от прочности грунта носит
более сложный криволинейный характер.
239
Разработаны методы, в которых вместо/А» использустся от
тельная величина сопротивления срезу s„ /о„, и как Дополнит^ '
фактор учитывается число пластичности 7р_ При этом опредСЛя^
по данным зондирования (см. раздел 3.2.3). Разработаны соответет!
вующие номограммы для такого определения К„ (подробнее см. []51 к
В случае применения пьезоконусов в зарубежной практике час
использустся эмпирическая зависимость Ф.Х. Калхауея и П.Х. Мей-
на (см. в [151]):
4t ^vo
где обозначения те же, что и в формуле (3.24).
Разработаны методы, основанные на допущении, что распреде-
ление порового давления вокруг зонда является функцией горизон-
тального давления покоя оЛо. Используются эмпирические зависимо-
сти между Ко и относительной разницей величин порового давления
замеренных на конусе и в промежутке между конусом и муфтой тре-
ния. По данным Дж.П. Сулли и Р.Г. Кампанеллы (см. в [151]), для
многих грунтов (но не всех!) оказывается приемлемой линейная за-
висимость со следующими параметрами:
W] - и2
(3.26)
где W| и ib — величины порового давления, замеренные соответст-
венно на конусе и в промежутке между конусом и муфтой трения,
о — вертикальное эффективное давление в грунте до погруже-
ния зонда (природное давление).
Т. Лунн и др. [151] считают, что методы, основанные на исполь-
зовании формул (3.25) и (3.26), имеют невысокую точность и могут
использоваться только для предварительных оценок.
Для песков применяемые методы определения горизонтального
давления в покое обычно несколько проще, чем для глинистых грун-
ов. я нормально уплотненных песков более полувека применяет-
ся формула Дж. Яки [151]:
^о=1—sin <р, (3.27)
ДренироВаннвд°сдВиг^РеННеГО Тре”ИЯ (прИ консолидирОЕаНН°’
240
В зарубежной практике широко используется связь коэффици-
ента бокового давления в покое К„ с коэффициентом переуплотне-
ния OCR, наблюдающаяся во многих песках. П.У. Мсйн (см. в [151])
предлагает для приближенной оценки формулу
К„ = 0,35-OCR0’65
(3.28)
Применяются и более сложные зависимости, но сведений об их
достоверности довольно мало.
В отечественных нормативных документах не приводятся мето-
ды определения коэффициента бокового давления в покое Ко по дан-
ным зондирования, имеется лишь указание в МГСН 2.07-01 [54], что
при значениях коэффициента переуплотнения OCR > 6 коэффициент
бокового давления грунта в покое Ко может превышать 2, что необ-
ходимо учитывать при расчете подземных конструкций?
Коэффициент консолидации cv определяется по данным зонди-
рования относительно редко, в основном в зарубежной практике [151,
129]. Это комплексный показатель, отражающий поведение под на-
грузкой водонасыщенного грунта с позиции теории фильтрационной
(первичной) консолидации.
(3.29)
где cv - коэффициент консолидации,
коэффициент фильтрации,
ео — начальный коэффициент пористости,
а - коэффициент уплотнения (сжимаемости),
Yw - удельный вес воды.
Если вместо коэффициента уплотнения а использустся величина
ао— коэффициент относительной сжимаемости (аи = л/(1+£,,)), фор-
мула (3.29) принимает более простой вид
(3.29 а)
Коэффициент консолидации использустся в отечественной и за-
рубежной практике в качестве одного из основных параметров в
формулах расчета продолжительности деформаций и оценки их из-
менений во времени. Такие расчеты обычно характерны для проекти-
рования крупных гидротехнических сооружений, где недостаточно
16 Заказ 1141
241
знания конечных осадок и необходимо надежное прогнозировав,
хода их развития во времени. Тем не менее точность расчетов, ochqC
ванных на теории фильтрационной консолидации, невысока, особен
но применительно к глинистым грунтам твердой, полутвердой и Да^
тугопластичной консистенции. Кроме процессов фильтрационной
(первичной) консолидации в грунте под нагрузкой происходят про-
цессы вторичной консолидации (ползучести скелета), роль которых
длительное время недооценивалась. В настоящее время в отечествен-
ных нормах по проектированию оснований гидротехнических соору-
жений [84] учитываются оба фактора, определяющих поведение
грунта. Расчеты нестабилизированной осадки к моменту времени t
производятся с учетом степени как первичной, так и вторичной кон-
солидации. В этой связи коэффициент консолидации cv утрачивает
свою превалирующую роль в упомянутых расчетах, становясь лишь
одним из параметров, определяющих развитие деформаций грунта.
Тем не менее в слабых водонасыщенных грунтах расчеты, основан-
ные на представлениях теории первичной консолидации, дают при-
емлемые результаты и определение коэффициента консолидации cv
для таких условий остается актуальной задачей.
Рассматриваемый метод определения коэффициента консолида-
ции cv основан на проведении «диссипационных» испытаний (см. раз-
дел 2.3), при которых зонд, снабженный пьезометром (пьезоконус,
пьезозонд), останавливается на заданной глубине, после чего регист-
рируется процесс падения (рассеивания) порового давления в приле-
гающем грунте. По скорости и характеру изменения порового давле-
ния оценивается коэффициент консолидации. В отличие от решений
большинства рассмотренных в разделе 3.2.5 задач определение cv ос-
новано не только на эмпирических исследованиях, но учитывает мно-
гие теоретические результаты.
Как показали эксперименты ряда зарубежных специалистов (см.
в [151]), процесс рассеивания порового давления вокруг зонда может
продолжаться в глинах много часов, но его интенсивность быстро
убывает, и уже примерно в первые 10 минут в большинстве грунтов
поровое давление может снижаться до 50%. Именно на такую сте-
пень рассеивания порового давления (т.е. 50%) и рекомендуют ори
ентироваться зарубежные специалисты при определении коэффицИ
ента консолидации.
Исследования показали, что на процесс рассеивания порового
давления вокруг зонда влияет множество факторов, в том числе на
чальное поровое давление. Рассеивание происходит преимушествс^
но в горизонтальном направлении, поэтому зарубежные специалиста
Хный’кЦфивдеэт консолидации51 (ХшиТГ'б ИМеН"° Г°РИЗ°Н'
П.К. Робертсон и дп Г1641 ппо„ обозначается с„).
„предел.»™ гор„„„„„„о ^“,“”"2™”’ “
нее достижении 50Л реализации этого процесса). Схема ПК Ро
бертсона и др. приведена на рис. 3.26.
Рис. 3.26. Схема-номограмма П.К. Робертсона и др. [164] для определе-
ния горизонтального коэффициента консолидации Сл по величине /эо,
характеризующей продолжительность рассеивания порового давления
при «диссипационных» испытаниях грунта пьезозондом
График в меньшем масштабе относится к способу определения коэффици-
ента консолидации по зависимости Ьщ/Ьи, от времени t (ото ражасмо.
масштабе V" или 1g) с использованием формулы (3.2J)
16*
243
-------пис 3.26, коэффициент консолидации уменье
Как видно КОНСолидации, причем
с Увеличением Р велнчин _ линсйная. мс.
ЖДУДомХизации пр0ЦСССа раСССИВаНИЯ U поРОВОГо Давлен^
выражается формулой
{/ = »>~.5г.х100% = ^-х 100%,
Ди/
где и, - поровое давление в рассматриваемый момент времени /,
М/ - поровое давление в начальный момент, т.е. при t = о (сразу
после остановки зонда),
Uo _ поровое давление в рассматриваемой точке массива грунта
до погружения в него зонда.
При t = 0, т.е. в начальный момент рассеивания порового давле-
ния Дпг/Дп/ = 1, так как ut = и-,. В состоянии установившегося равно-
весия (г -»£») Ди,/Дм, = 0, так как и, = по. Как уже отмечалось, в каче-
стве величины, по которой определяется горизонтальный коэффици-
ент консолидации с/„ используется время соответствующее зна-
чению Lut/bMi = 0,5, т.е. 50% реализации процесса рассеивания по-
рового давления. Такая величина определяется при проведении
«диссипационных» испытаний пьезозондом, т.е. в процессе много-
кратных замеров порового давления (и,-, и,) через заданные проме-
жутки времени. При этом определение и0 не создает проблем, так как
в ненапорных подземных водах это обычное гидростатическое дав-
ление, зависящее лишь от глубины расположения слоя (относитель-
но уровня подземных вод) и удельного веса воды.
На рис. 3.26 пунктирные линии ch = соответствуют распо-
ложению фильтров (пьезометров) непосредственно над конусом,
сплошные — на самом конусе. Эти линии зависят от индекса жестко-
сти (сдвигового) Ir = G/su (или Ir ~ ES3su).
Стрелками отображается процедура определения с/, по fso (в ДаН’
ном случае ?50 = 12 мин —> с/, = 0,45 см2/мин при индексе жесткости
г 50 и использовании пьезозонда с фильтрами, расположенными
непосредственно над конусом).
Кроме величины /50 используются и другие параметры, характ*
р зующие процесс рассеивания порового давления при «диссипаШ1
излатХггСПЫТаНИЯХ грунта пьезозондом. В частности, в работе [1
котовом ппГ^ИаНТ 0ПРеДеления коэффициента консолидации, ПР
< цесс рассеивания порового давления характеризует^ f
величиной /so, а специальным параметром т, определяемым путем
графической обработки зависимости Ди, /Ди, от корня квадратного
времени (V/ ). Иногда вместо V/ используется lg/_ На рис 3 26 по-
казан (в прямоугольном окне-вставке) принцип упомянутого опреде-
ления параметра т. Используется следующая эмпирическая формула
для определения горизонтального коэффициента консолидации сА:
ch=(m/M)2-r2-yjTr,
где т - градиент начального участка кривой «Д^/Дн, ~ Jr », полу-
ченной в результате «диссипационных» испытаний грунта, опреде-
ляется по графику, приведенному на рис. 3.26, мин"0,5;
М - безразмерная величина (градиент, соответствующий теоре-
тической кривой рассеивания порового давления, откорректирован-
ный применительно к конкретной конструкции пьезозонда), опреде-
ляемая по табл. 3.30.
Таблица 3.30
Величины М в формуле (3.31)
Расположение фильтров На конусе На муфте тре- ния (на штанге), непосредствен- но над конусом На штанге, в удалении на 5 диаметров от конуса
Значения М 1,63 1.15 0,62
1Г — индекс жесткости, т.е. отношение модуля сдвига к
сопротивлению сдвигу (lr = GZs„);
г - радиус конуса зонда.
Г.Т. Хаулсби и С.Дж. Тех [138] вместо величины (??г/Л/)" исполь-
зуют отношение T*/t, где t — время, затраченное на достижение рас-
сматриваемой степени консолидации грунта, Т* - модифицирован-
ный фактор времени,
(3.32)
где <?/„ г, 1Г - то же, что и в формуле (3.28).
Т* определяется по табл. 3.31, а полученные (табличные) значе-
ния Т* подставляются в формулу (3.32), приведенную к виду
245
0.32
атсже что и в формуле (3.32).
где обозначения те ж ,
Таблица 3.31
Значения модифиш фованного фактора времени Т* в формуле (3.32 «)
Расположение фильтров
Сте- пень консо- лида- ции, % 20 30 40 На конусе 0,014 0,032 0,063 На муфте тре- ния (на штан- ге), непосред- ственно над конусом 0,038 0,078 0,142 На штанге, в удалении на 5 диаметров от конуса 0,294 0,503 0,756 На штанге, в удалении на 10 диаметров от конуса 0,378 ~~~~ 0,662 ~ 0,995
“V 50 0,118 0,245 1,11 1.458
JV 60 0,226 0,439 1,65 2,139
70 0,463 0,804 2,43 3,238
80 1,040 1,60 4,10 5,24
Т. Лунн и др. [151], анализируя приведенные выше методы оп-
ределения коэффициента консолидации, отмечают, что все они яв-
ляются довольно приближенными, так как имеется множество фак-
торов, существенно осложняющих такие определения. Это - слож-
ность определения начального порового давления разрушение
структуры грунта в процессе зондирования, анизотропия грунта и
проч, з возможных варйантов размещения фильтров авторы [151]
зонп^Тк-ПР1^П0ЧТеНИе Размещспию непосредственно над конусом
имиппелпЭФФИЦИеНТ консол~и в вертикальном направлении G
ими предлагается определять по формуле
(3.33)
где cv и Ch - коэффициенты консолидации соответственно
кальном и горизонтальном направлениях, икалЬ'
и kh-коэффициенты фильтрации соответственно в вер
ном и горизонтальном направлениях.
246
Наиболее типичные для глинистых грунтов значения отношений
kj^h приведены в табл. 332 [142].
Таблица 3.32
Типичные значения отношений kh/kv в мягких глинах
по М. Джамнлковскому [142]
Вид глин Текстурные закономерности (macrofabric) либо полно- стью отсутствуют, либо выражены чрезвычайно слабо, что характерно в основном для однородных отложений Отношение k/i / kv l...l,5
Текстурные закономерности выражены заметно, напри- мер, глинистые слои чередуются со слоями других грун- тов с несколько большей водопроницаемостью или включают линзы из таких грунтов 2...4
Четко выраженная слоистая текстура, наличие множества протяженных в плане прослоек (пластов) высокой водо- проницаемости 3...15
Коэффициент фильтрации определяется по данным зондиро-
вания сравнительно редко, в основном в зарубежной практике [151,
129], реже в отечественной [28а]. Самый простой способ такого оп-
ределения основан на идентификации видов грунта по картам-
схемам, рассмотренным в разделе 3.1.1, и последующем определе-
нии по специальным таблицам коэффициентов фильтрации для каж-
дого установленного вида грунта. Так, П.К. Робертсон и др. [161]
предлагают использовать карту-схему на рис. 3.3 и дополнительную
таблицу коэффициентов фильтрации для каждого вида грунта, выде-
ляемых на этой карте-схеме. Например, для глин (поз. 3 на рис. 3.3)
они рекомендуют принимать коэффициент фильтрации в пределах
КГ9... 1 О*10 м/с (~ 1О'2...1О'3 см/сут), для песка (поз. 9) — соответствен-
но KTL.KT4 м/с (« 104... 103см/сут) и т.д. В отечественном стандарте
[28а] коэффициент фильтрации предлагается определять по отноше-
нию qc/fs-
qc/fs <25 46-25 46-67 >67
£ф,м/сут 0,001 0,001-0,1 0,1-2 5-50
Естественно, что точность такого определения не может быть
высокой, особенно если таблицы и отношение qc/fs нс привязаны к
конкретным разновидностям грунта (по литологическому и генети-
ческому признакам) в конкретном регионе.
247
с ,ес обоснованными (хотя все равно не обеспсч
Теоретически W» представляются способы, основанные ,1а
ваюшимивысокой-* онных» испытаний грунта пьезоКОНус
использовании «ДОС ИСПОльзуются эмпирические зависимо
(пьезозондом). » • ЙСЯ выше величинами Г50 и коэффициентам,,
сти между Уп • итальном направлении kh. На рис. 3.27 приведена
SS"п к п «г
Рис. 3.27. Связь горизонтального коэффициента фильтрации кц с вели-
чиной /50, характеризующей продолжительность рассеивания порового
давления при «диссипационных» испытаниях грунта пьезозондом
мрЗК Видно из Рис> 3-27, связь между /50 и кц довольно слабая. Тем
mcrpJIT Не ВЬ13Ывает с°мнений, что большей продолжительности
ты <Ьильтпя1шиРпВ0Г0 1 вления соответствуют меньшие коэффицисн'
Г~м7 - '? :’° МИ? коэФФиЦиент фильтрации составляет
<«S" X) р„7'-( Т10 Г0”’- У"’1»" '* -10 “
Ут), при tM - о,5 мин kh= 5-10-W (4-Ю-1 см/суг).
248
Тиксотропия (чувствительность) глинистых грунтов на прак-
тике определяется относительно редко, так как знание этого свойст-
ва требуется в основном для решения специальных задач. Такие за-
дачи могут возникать, например, при освоении территорий со сла-
быми водонасыщенными глинистыми грунтами, при поиске глин как
компонентов глинистых растворов, предназначающихся для крепле-
ния стенок глубоких выемок, при оценке опасности разжижения
грунтов при подземных работах и т.д.
Традиционный метод оценки тиксотропных свойств (sensitivity)
глинистых грунтов основан на определении величины
(334)
где su и s'u — сопротивления срезу грунта соответственно в естест-
венном состоянии и при нарушенной его структуре.
При использовании зондов II типа возникает возможность оцен-
ки тиксотропии (чувствительности) глинистых грунтов в связи с тем,
что конус зонда внедряется в грунт естественной, ненарушенной
структуры, в то время как муфта трения соприкасается с уже нару-
шенным грунтом. По этой причине фрикционное отношение (пока-
затель трения) Rf = fs/qc у высокочувствительных грунтов должен
быть меньше, чем у грунтов малой чувствительности. Сложность
возникает в связи с тем, что «фрикционное отношение» f/qc отража-
ет не только чувствительность грунта, но и совершенно противопо-
ложные его качества. Это — увеличение размеров его частиц, умень-
шение его связности (глинистости), в связи с чем у песков, гравели-
стых грунтов, вообще нс обладающих тиксотропией, оно оказывает-
ся значительно меньше, чем у глин (см. разделы 2.4.4 и 3.1.1). По
этой причине оценка тиксотропии грунтов возможна лишь при нали-
чии достаточной уверенности, что изучаемый грунт действительно
является глинистым, водонасыгценным, текучепластичной или те-
кучей консистенции (Il > 0,75). Такая уверенность может основы-
ваться на данных параллельного бурения, на преобладании малых
значений qc, не характерных для песков (например, qc < 0,5 МПа).
Дж.Х. Шмертманн (см. в [151]) в 70-х годах предложил эмпири-
ческую формулу для оценки чувствительности (sensitivity) грунтов St
по данным статического зондирования
5,=^-, (3.35)
Л у
249
где Mr фрикционное отношение,
величина, устанавливаемая эмпирически _
Дж.Х. Шмертманн рекомендовал принимать 15, однако б0,
лес поздние исследования приводили авторов к мнению, что дг
целесообразно принимать несколько меньшим: П К. Робертсон и
Р Ж Кампанелла предлагали принимать № 6, Н.С. Рад и Т. ЛуНн
рекомендовали№= 5...Ю (среднее значение №= 7,5) [151].
На рис. 3.28 приведены результаты исследований Н.С. Рада и
Т. Лунна (см. в [151]), изучавших связь фрикционного отношения Rf
с чувствительностью St.
Рис. 3.28. Связь чувствительности с фрикционным отношением
по Н.С. Раду и Т. Лунну (см. в (1511)
В монографии [151] отмечается, что величина?^ зависит от многих
факторов (минералогического состава, коэффициента переуплотнения и
др.) и должна уточняться для каждого конкретного региона.
Определенные затруднения создает необходимость измерении
низких значений fs и особенно qc. Точность и чувствительность изме-
ригельной аппаратуры большинства применяемых электротензомет-
рических зондов такова, что значения qc < 0,3 МПа и fs < 0,02 МПа
часто измеряются с очень низкой точностью или совсем не улавлива-
ются. о отражается на надежности использования фрикционного
тношения Rfi на что обращают внимание Т. Лунн и др. [151].
250
ГЛАВА 4. «ПРЯМЫЕ» МЕТОДЫ
ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ДАННЫХ
СТАТИЧЕСКОГО ЗОНДИРОВАНИЯ
4.1. Особенности «прямых» и «косвенных» методов
Рассмотренные в главе 3 методы использования данных стати-
ческого зондирования относятся (по классификации М. Джамилков-
ского [141] - см. раздел 1.2) к группе «косвенных» методов, т.е. ме-
тодов, при которых сначала определяются характеристики грунтов
(ср, с, Е и т.д.), а затем эти характеристики используются в качестве
исходных данных при соответствующих расчетах. Это могут быть
разнообразные расчеты оснований, фундаментов и подземных кон-
струкций, определение устойчивости склонов, оценка качества вы-
полненных насыпей и проч. Однако в мировой практике довольно
широко используется и другой подход, при котором стандартные
характеристики грунта не определяются, а исходными данными в
расчетах служат сами результаты зондирования (qc,f, Ох). Такие ме-
тоды, непосредственно связывающие результаты зондирования с
решением какой-либо конкретной геотехнической задачи, именуют-
ся (по той же классификации) «прямыми». Для отечественной прак-
тики последних десятилетий особенно характерной задачей такого
типа было определение несущей способности забивных свай в силу
значительных объемов применения этих конструкций.
Достоинством «косвенных» методов является их универсаль-
ность: получаемые характеристики могут использоваться в самых
разнообразных задачах, включая, как уже упоминалось, расчеты ос-
нований, фундаментов, подземных конструкций, устойчивости отко-
сов и склонов, контроль глубинного уплотнения грунта и т.д. Не-
достатки «косвенных» методов связаны с необходимостью пооче-
редного решения двух различных задач: определения характеристик
грунта и непосредственно самих расчетов (в том числе оснований).
Погрешности определения характеристик грунта суммируются с нс
менее значительными погрешностями самих расчетов, в результате
чего страдает точность конечного результата.
Достоинством «прямых» методов является их относительная
простота и связанная с этим возможность достижения повышенной
точности конечного результата. Недостатком является ограничен-
ность области их применения спецификой той или иной геотехниче-
ской задачи: конкретными видами фундаментов, конкретным техно-
251
логическим процессом и т.Д. В частности, для каждого ВИДа
ментов и даже для определенного диапазона значений их naj
приходится использовать свои эмпирические формулы, НспР^>й
венно связывающие данные зондирования с сопротивляемся РСДст'
сущей способностью) этого фундамента. Корректировка рСз’°
таких расчетов должна производиться на основе их сравняй Т°в
зультатами испытаний натурных фундаментов соответствуй^'
вида, поведением конкретных откосов (склонов) и проч. Иныя СГ°
вами, по сравнению с «косвенными» методами «прямые» МеП’ Сл°*
большей мере проявляют свою эмпирическую природу. °Ды в
Возможность достижения повышенной точности конечного
зультата при использовании «прямых» методов в определе Р°"
смысле подтверждается данными, приводимыми в моногоТ^
Т. Лунна и др. [151], отражающей преимущественно зарубе*”
опыт. В табл. 4.1 приводятся установленные Т. Лунном и дп
данным опроса большого числа специалистов) рейтинги надежности
(эффективности) применения статического зондирования для реше-
ния «прямыми» методами различных задач строительного проекти-
рования или производства строительных работ. Как и при ранжиро-
вании надежности методов оценки свойств грунтов (см. раздел 3.2 2)
наибольшая надежность соответствует минимальному баллу, т.е. 1 -
высокая надежность, 2 - надежность от высокой до средней, 3 -
средняя надежность, 4 - от средней до низкой и 5 - низкая надеж-
ность. . i
Таблица 4.1
Уровни надежности решения различных геотехнических задач
по данным зондирования «прямыми» методами (по Т. Лунну и др. 1151))
Грунты Опреде- ление несущей способ- ности свай Определе- ние несу- щей спо- собности мелкоза- глублен- ных фун- Даментов Опреде- ление осадок фунда- ментов Контроль плотности грунтов при глу- бинном уплотне- нии Оценка опасно- сти Раз' жижения песков
**ууЛИ Глины Смешанные 1-2 1-2 24 1-2 _
, 1-2 1-2 _ 3-4 3-4
основания 1-2 2-3 3-4 3-4
Как видно из табл. 4.1, во всех mv
достоверность (1-2) достигается ВЫ* условиях наибольшая
ности свай, а в литологически однорОднЬ"тёё"“УВДЙ СП°С°б‘
ленных фундаментов. В песках эффекгивнт^^" °3аглуб’
контроль их плотности при глубинном vn * оказываются также
сги разжижения оснований (при сейсмиче^'ХйХхГнГ
сколько ниже - надежность расчетов оснований мезкозаглубл н.^
фундаментов в смешанных основаниях (при переслаивании пёсТа-
ных и глинистых пластов). Средний (по всем пяти рассматривав
задачам) рейтинг составляет в песках - 1,7, в глинах - 2,5, в смеша™
ных грунтах (т.е. включающих слои глинистых и песчаных отложе-
нии) - 2,7.
По данным этих же авторов, при оценке зондированием свойств
грунтов (см. раздел 2.4.1), т.е. при «косвенном» подходе, рейтинги
оказываются значительно ниже: в песках средний рейтинг составлял
3,0, в глинах - 3,4. При этом рейтинг определения деформационных
характеристик (компрессионного модуля деформации, модуля упру-
гости, модуля сдвига при больших длительных деформациях и моду-
ля сдвига при малых «мгновенных» деформациях) в среднем состав-
лял в песках 4,5, в глинах - 2,8. Как отмечалось в разделе 3.2.2, для
«косвенного» подхода высокий рейтинг «1-2» зарубежные специали-
сты присвоили только определению сопротивления сдвигу (в виде
одного параметра 5и). Если учесть, что при «косвенных» методах ис-
пользования данных зондирования добавляются еще погрешности,
обусловленные неточностью расчетных схем оснований, положи-
тельные стороны «прямых» методов становятся еще более сущест-
венными.
Таким образом, применяемые за рубежом «прямые» методы ис-
пользования данных зондирования в целом признаются более на-
дежными (достоверными), чем «косвенные», хотя и уступают по-
следним в универсальности.
4.2. Оценка сопротивляемости оснований
мелкозаглубленных фундаментов
(естественных оснований)
Проектирование мелкозаглубленных фундаментов (фундамсн
на естественном основании) на основе «прямых» методов исп '
вания данных зондирования практикуется относительно редк .
гообразие параметров таких фундаментов ^°^^нР“‘(ПрИ наличии
заложения и проч.), различие условии их Р
253
ил^сутотин— —язь между сопрогинлениями Под —
тов и проч.) Умениями оснований Яи делают ее неуДо6 |С°М
связисчем™—»с
“ХТменХТо.таниченного диапазона условий «Пр
, могут оказываться вполне приемлемыми, в связи с чем Про
^е7мпир~'е зависимости в этой сфере применяются в Ми '
^ой практике уже многие десятилетия. Это характерно для ;
пования в основном мелких сооружении, малоэтажных ЗДаНий
ниженной ответственности. При проектировании объектов НОр ’
ной и повышенной ответственности на мелкозаглубленных фунда.
ментах прямые методы используются, как правило, лишь для цре$
верительных расчетов.
Рассматривая отечественные и зарубежные методы расчета осно-
ваний мелкозаглубленных фундаментов по данным статического зон-
дирования, необходимо учитывать некоторые концептуальные разли-
чия в понимании таких расчетов в разных странах. В общем случае
проектирование оснований включает решение двух частных задач:
- определение давления под подошвой, которое не должно пре-
вышать сопротивляемости основания,
- определение деформаций, которые не должны превышать до-
пустимых для данного сооружения величин.
Определение деформаций в отечественной и зарубежной прак-
тике понимается более или менее одинаково, однако выбор давления
на основание зачастую трактуется по-разному. Во многих странах
выбор такого давления понимается как определение несущей спо-
собности основания, исходя из которого могут приниматься разме-
ры фундамента. При этом обычно вводится высокий (обычно трех-
кратный) «запас прочности».
Нормы нашей страны предполагают проектирование основании
по деформациям, расчеты же по несущей способности основании
не ^ЗВ0ДЯТСЯ лишь в особых, специально оговоренных случаях. Тем
лавпемиа Первым этапом расчета по деформациям является выбор
деЛоомяпии основание’ ПРИ котором разрушающие (пластические)
^“е^ ГЗНИЧеНН0е РаспРостРанение> допускающее
Это давление, иметемоТ"™ линейн°-ДеФ<>РмиРУемои срСД“;
пования» R пбмии У °е <<расчетным сопротивлением грунтов о
этого основания п° В нссколько Раз меньше несущей способности
дующий «стандаптиТ^П0ЛаГаЮЩеЙ его полное разрушение. После
^ндартныи» расчет осадок допускается лишь при давле-
254
НИЯХ под подои in ой, нс превышающих величины R. В то же время
для большинства наиболее типичных ситуаций отечественные нор-
мы [S3, 92а] допускают на этом этапе расчет завершать, считая тре-
бования по деформациям заведомо удовлетворенными. «Запас» со-
противляемости основания в этом случае определяется в основном
«запасами», принимаемыми при выборе расчетных значений харак-
теристик грунта (ср, с, у). Обычно он оказывается значительно мень-
шим «запаса» по несущей способности (находится в пределах
20...30%).
Таким образом, параметры значительной части проектируемых в
нашей стране фундаментов принимаются исходя из расчетного со-
противления основания R, которое несущей способностью не счита-
ется. При выборе эмпирических формул отечественные специали-
сты обычно сопоставляют сопротивления зондированию qc с упомя-
нутым «расчетным сопротивлением R», в то время как зарубежные
специалисты ориентируются на откорректированные (пониженные)
значения несущей способности оснований. Следует лишь отметить,
что в большинстве случаев эти показатели оснований («расчетное
сопротивление» и уменьшенная «несущая способность») оказывают-
ся довольно близкими. Практика показывает, что, несмотря на раз-
ные подходы, давления под подошвами мелкозаглубленных фунда-
ментов, принимаемые в аналогичных грунтовых условиях в разных
странах, отличаются сравнительно мало. При этом для малоответст-
венных объектов давление под подошвами фундаментов часто при-
нимается не на основе расчетов, а исходя из опыта строительства,
для чего используются соответствующие таблицы, позволяющие
приближенно определять давления под подошвой (исходя, напри-
мер, из физических свойств грунта). Эти приближенные значения
сопротивлений грунтов основания могут служить ориентиром и при
получении эмпирических зависимостей, связывающих данные зон-
дирования с сопротивляемостью основания.
«Прямой» метод использования результатов зондирования при
проектировании мелкозаглубленных фундаментов обычно предпола-
гает определение сопротивления основания (понимаемого в соответ-
ствии с принятыми в конкретной стране представлениями) по величи-
не сопротивления грунта под конусом зонда qc. Для этого использу-
ются простейшие эмпирические зависимости (формулы или таблицы).
В 1956 году Г.Г. Мейергоф [154] предложил применительно к
пескам формулу для определения несущей способности мелкоза-
глубленных фундаментов (shallow foundations) непосредственно по
Удельному сопротивлению грунта под конусом зонда qc
255
Quit
где qui, - несущая способность основания (в соответствии с обо31
чениями первоисточника), кПа, ,,а-
__ усредненное сопротивление грунта под конусом зонда
интервале глубин от d до d+bt кПа,
глубина заложения фундамента, м,
b - ширина фундамента, м,
С-эмпирический коэффициент, принимаемый равным С = 12 2 м
В последующие годы в зарубежной практике нашли применение
ряд других формул аналогичного содержания (также в основном дЛя
песчаных грунтов). Примером может служить формула К.Е. Танда и
др. [172], предназначенная для оценки оснований из слабосцементи-
рованных песков средней плотности:
Quit RkQc ^vo >
(4.2)
где Rk- величина, меняющаяся в пределах 0,14...0,2 в зависимости
от формы подошвы и глубины заложения фундамента, кПа,
ога - природное (вертикальное) давление грунта на рассматри-
ваемой глубине, кПа.
В отечественной практике больше внимания в этой сфере уделя-
лось глинистым грунтам. В нормах 70-х годов СН-448-72 [82] при-
водилась таблица (табл. 4.2), позволяющая упрощенно определять
расчетное сопротивление основания мелкозаглубленных фундамен-
тов при следующих условиях:
- грунты основания - глины или суглинки,
- ширина фундамента 0,6... 1,5 м,
- глубина заложения 1 ...2,5 м.
Связь удельного сопротивления грунта под конусом зонда Цс
с расчетным сопротивлением основания Ro согласно СН-448-72 |82|
Яс, МПа 1 2 3 4
Л» МПа 0,12 Г 0,22 0,31 0,40
5 _
0,49
0Л8
мет<^СЛИ .сРав™ть Расчетные сопротивления, полученные «прямь^
«косвенны00 ТЭ Л С аналогичными величинами, полученЛЬ.
косвенным» методом, т.е. путем определения <р и с по табл. 3.9 (с
гласно СП 11-105-97 [921) и поспрпм.™
противления основания R (по формуле СН П 9 п“ С°'
83483]), то получатся результаты,
Таблица 4.3
Сравнение расчетных сопротивлении основания R„ полученных
«прямым» методом (по табл. 4.2), с аналогичными сопротивлениями
R, полученными «косвенным» методом, т.е. через определение <р „ с
Метод определе- ния Грунты Параметры фундамента: ширина Ь, .м, глубина заложения м Расчетные сопротивления оснований R (Ко) в МПа при сопротивлениях грунта зондированию qc в МПа
1 3 5
«Прямой», (по табл. 4.2), Ro Суглин- ки и глины 6 = 0,6...1,5 м, d= 1,0...2,5 м 0,12 0,31 0,49
«Косвен- ный» (через определе- ние 9 и с), R Суглин- Ь = 0,6 м, d = 1,0 м 0,150 0,254 0,370
ки b = 1,5 м, d= 2,5 м 0,235 0,363 0,502
Глины b = 0,6 м, d= 1,0 м 0,2С4 0,286 0,400
/>=1,5 м, d = 2.5 м 0,280 0,380 0,516
Как видно из табл. 4.3, расхождения между сравниваемыми со-
противлениями Ro и R в большинстве случаев идут в «запас» (если
за «эталон» принимать результаты «косвенного» метода). Упро-
щенный (в данном случае «прямой») метод в основном дает сопро-
тивления оснований ниже, чем учитывающий большее число фак-
торов «косвенный» метод. Однако для небольших фундаментов
(6 = 0,6 м, d = 1 м) возможны ситуации, когда, наоборот, упрощен-
ный/метод завышает сопротивляемость основания, т.е. Ro < R, 1Т0
характерно, например, для суглинков.
1 Приведенное сравнение показывает, насколько существсннь
может быть влияние параметров мелкозаглубленного фундамента
(размеров подошвы, глубины заложения) на сопротивление с
нования R даже в довольно ограниченном диапазоне изм
17 ч.
1 1Л 1
257
параметров. В последующие годы рассмотренная таблИца ,
табл. 4.2) была исключена из отечественных нормативных д0 °'
ментов и проектирование мелкозаглубленных фундаментов бы
ориентировано на «косвенный» метод, который позволял бол °
гибко учитывать специфику мелкозаглубленных фундаментов 7 С
не менее исследования в этом направлении продолжались. * е‘м
В 90-е годы Н.Б. Гареевой и Б.В. Гончаровым [15] были провеДе
ны обширные экспериментальные исследования, включающие папаГ
лельное проведение зондирования и испытаний грунтов штампом, по'
которых сопротивление зондированию qc сравнивалось с «начальным
критическим давлением» риж (т.е. наибольшим давлением, при котором
зоны пластичности под подошвой еще не возникают). Зондирование
производилось со «стабилизацией зонда», т.е. в состоянии условного
равновесия зонда, но без измерения порового давления (зондирование
«со стабилизацией» - см. разд. 2.3). На рис. 4.1 приведены результаты
такого сопоставления полученные на 26 площадках с глинистыми
грунтами в Башкирском Предуралье (сопротивление грунта под кону-
сом зонда в состоянии условного равновесия обозначено «q^»).
В аналитической форме эмпирическая зависимость «начального кри-
тического давления» (рнж) от сопротивления грунта под конусом (gdp))
представлена авторами формулой (рнж и q^) - в МПа) [15,20]:
Рнж=°>14?<:(р),
(4.3)
где рнж, q^ - соответственно «начальное критическое давление» и
удельное сопротивление грунта под конусом зонда в состоянии ус-
ловного равновесия, МПа.
Как отмечалось выше, в приведенной зависимости (4.3) величина
«начального критического давления» рнж по своему смыслу несколько
отличается как от несущей способности quit в формулах зарубежных
специалистов, так и от расчетного сопротивления Ro в СН-448-72. По-
нятие «несущая способность основания» отражает ситуацию, при ко-
торой происходит полный переход основания в состояние пластично-
сти (предельного равновесия), а «расчетное сопротивление грунтов
основания» (как Ro согласно СН-448-72, так и R согласно СНиП
2.02.01-83 ) предполагает развитие зон пластичности лишь на глуби
ну ЛЬ (Ь — ширина подошвы), «начальное критическое давление» к
соответствует ситуации, когда вообще зоны пластичности еще ие °
разевались. Величина «начального критического давления» чаШС
его на ... /о меньше «расчетного сопротивления основания»-
Рис. 4.1. Результаты сравнения сопротивлений грунта зондированию
и «начальных критических давлений», полученные Н.Б. Гареевой
и Б.В. Гончаровым [15]:
Рн.к-«начальное критическое давление» под стандартным
штампом (5000 см2), ^Р)- сопротивление грунта под конусом
зонда в состоянии условного равновесия
Для определения расчетного сопротивления грунтов основания
R авторы [15,20] предлагают формулу
Я = (рН4! + kb) = + kb), (4.4)
где рн.к - «начальное критическое давление» под стандартным штам-
пом (5000 см2), МПа,
~ сопротивление грунта под конусом зонда в состоянии ус-
ловного равновесия, МПа,
b - ширина фундамента, м,
к — коэффициент, учитывающий влияние ширины фундамента,
МПа/м, принимаемый в зависимости от q^ по табл. 4.4.
Таблица 4.4
Значения коэффициента к
МПа <0,5 0,5...1,0 1,0...3,0 3,0...5,0 >5,0
| А, МПа/м 0,004 0,008 0,013 0,015 0,020
ти т2 - коэффициенты, принимаемые в зависимости от qcM по
табл. 4.5.
17* 259
Значения коэффициентов т2 и т2
В табл. 4.6 приведены результаты расчета сопротивлений ОСНо.
ваний R по формуле (4.4) для наиболее типичных случаев. Учитывая
что при зондировании «со стабилизацией» сопротивления грунта под
конусом зонда q^ у большинства глин и суглинков примерно на
30% ниже, чем соответствующие сопротивления при стандартном
зондировании (qc), в табл. 4.6 приводятся наиболее вероятные значс-
ния qc, соответствующие рассматриваемым значениям ^с(р).
Таблица 4.6
Результаты определения расчетного сопротивления основания R
по формуле (4.4)
МПа 0,7 1,4 2,1 2,8 3,5 4,2
Значение дс, пример- но соответствующее to, МПа 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0
R, МПа при b = 1 м при b = 4 м 0,12 0,15 0,19 0,25 0,26 0,32 0,31 0,38 0,35 0,43 0,38 0,46
Легко заметить, что расчетные сопротивления основания, под-
считанные по формуле (4.4), для фундаментов небольшой ширины
довольно близки к величинам, получаемым по табл. 4.3, но при зна-
чительной прочности глинистого грунта они ниже последних, что,
по видимому, вполне разумно. Например, для фундамента шириной
1ри qc^ 0,7 Ivina (что примерно соответствует qc = 1 МПа) зна
уже ппРиаСЧе™пХо';С'Пр0ТИВЛенИЙ совпадают (7? = Rn = 0,12 МПа), но
(соответс™ ’ D^'?a ~ 4 МПа) различие довольно существенно
(4.4) позвопят° ~ 0’3' МПа и Ro= 0,4 МПа). Кроме того, формУл®
сматривает Учесть ширину фундамента, что табл. 4.3 нс пред)
оценки сопХвдлевдТп™* Сп°со6 представления результате
Б.В. Гончаровым г оснований, предлагаемый Н.Б. Гарееве
аровым. Как уЖе отмечалось, неточность оценок по Д*"'
260
ным зондирования в значительной мере компенсируется их боль-
шим числом, позволяющим изучать изменчивость того или иного
показателя по глубине и по простиранию грунтового массива.
Н.Б. Гареева и Б.В. Гончаров предлагают не ограничиваться «то-
чечными» оценками сопротивлений оснований R, а строить их «чи-
словые модели», т.е. разрезы и картограммы, отражающие измен-
чивость R в горизонтальном и вертикальном направлениях. Прин-
ципы их построения те же, что и при составлении по данным зон-
дирования разреза, приведенного на рис. 3.9.
Наиболее удобными в практической работе могут быть карто-
граммы (горизонтальные разрезы), отображающие в виде изолиний
зоны различных сопротивлений R в пределах контура проектируемо-
го сооружения или всей застраиваемой территории. Такие карто-
граммы позволяют более рационально размещать сооружения в пла-
не, облегчают оценку неравномерности осадок, упрощают решения
многих других задач.
Расчеты осадок мелкозаглубленных фундаментов обычно
выполняются «косвенным» методом, однако в ряде случаев может
быть целесообразным и «прямой» подход. Он удобен при расчетах
осадок в однородных по глубине песчаных основаниях, при не-
больших размерах фундаментов. Используемые для таких случаев
формулы могут быть очень просты, но их эффективность обычно
ограничивается довольно узким диапазоном условий. Очевидно,
что в более сложных случаях приходится использовать и более
сложные модели (расчетные схемы) основания, учитывать особен-
ности распределения в нем напряжений, различие сжимаемости
грунтов в разных зонах и т.д. Однако в подобных случаях различие
между «прямым» и «косвенным» методами приобретает формаль-
ный характер: при практически одинаковых расчетных схемах ос-
нований вместо модуля деформации грунта (£) в формулах фигу-
рируют его выражения через удельные сопротивления под конусом
зонда (qc). Это легко заметить, рассматривая два известных в зару-
бежной практике метода расчета - Г.Г. Мейергофа и Д. Шмертман-
на (см. в [151, 96]). Для определения осадок мелкозаглубленных
фундаментов в песках упомянутые авторы предлагают следующие
формулы:
Г.Г. Мейергоф —
261
Д. WMCpinivu»-
s = C|c2 ДрХ-^-AZ;,
1«1 *9с
где s — осадка фундамента,
Д р - дополнительное давление на основание (net foundati
sure), т.е. полное давление под подошвой фундамента мину1
родное давление на глубине подошвы, ус Г1Ри«
В - ширина фундамента,
ci - коэффициент, учитывающий глубину заложения фундам
<4 - эффективное вертикальное давление (природное давление)
с2 - коэффициент, учитывающий продолжительность действия
нагрузки /, лет,
/2 «коэффициент влияния осадки» (strain influence factor), отра-
жающий изменчивость деформаций по глубине (рис. 4.2),
Рис. 4.2. Изменчивость «ко-
эффициента влияния осадки»
Iz в зависимости от
относительной глубины
(В - ширина подошвы
фундамента):
/ ~ для отдельного фундамента
с подошвой квадратной формы
(L/B = 1), 2 - для ленточного
фундамента {UB > Ю)
Az, - толщина рассматриваемого сп™ „
' Чс - удельное сопротивление X ’ “на-
сматриваемой глубине, W Под конУс°м зонда на Pac-
К. к - коэффициент, принимаемый равным э s
дошве и 3,5 - при ленточном фундаменте 2’5 ₽И квадратной п°-
(«>А="2
Используются примерно те же модели (расчетные схемы) что и
при расчете осадок «косвенными» методами. Если учесть
I большинства песков Е = (2...3)9с (см. разд. 3.2.4), формулу (Г5)
можно представить в виде 4 * 7
г
(4.7)
Сразу становится очевидным сходство этой формулы с широко
известной формулой Ф. Шлейхера.
5 =
(4-8)
где со — коэффициент, отражающий форму подошвы фундамента
(для подошвы в форме квадрата со = 0,88, в форме прямоугольника с
соотношением сторон LIB = 2 со = 1,22 [107]),
v- коэффициент Пуассона (для песков v = 0,27...0,3),
s, Др, В - то же, что и в формуле (4.5).
С таких же позиций можно рассматривать и формулу (4 6), в ко-
торой выражение kqc также представляет модуль деформации В ос-
нове расчета лежит широко применяемый «метод послойною сум-
мирования», при котором основание разбивается на горизонтальные
слои, определяются осадки каждого слоя, результаты суммируются и
Г получается общая осадка. Характер изменении по глубине напряже
ний Д. Шмертманн учитывает упрощенно, с помощью «коэффици-
I ента влияния осадки» L. Так же упрощенно (с помощью коэффици
ента Ст) учитываются и процессы развития осадок во времени.
I В 'глинистых грунтах расчеты осадок «прямым» методом обычно
не производятся.
263
4.3. Определение несущей спосиинис... сваи
4.3.L Общие сведения
наиболее важной сферой практического применения
ского Хрования является определение несущей способно^
свай особенно забивных. Исследования, проводившиеся в этом на-
плавлении в нашей стране последние 3...4 десятилетия, позволили
получить методы расчета, которые по достоверности получаемых
результатов уступают лишь статическим испытаниям натурных свай.
Если учесть, что статическое зондирование намного дешевле и тех-
нелогичнее таких испытаний, то его исключительное значение для
проектирования свайных фундаментов представляется совершенно
очевидным. Основной российский нормативный документ по при-
менению свай СП 50-102-2003 [93] относит зондирование не только
к обязательным, но и к наиболее предпочтительным способам изу-
чения грунтов в случае применения свай.
Эффективность «прямого» метода применения зондирования для
определения несущей способности свай в значительной мере обуслов-
лена сходством процессов, происходящих в грунте под зондом и сва-
ей, так как забивную сваю в большинстве случаев можно рассматри-
вать как большой зонд. Это было понято еще на первых этапах разви-
тия статического зондирования. Первые примитивные установки ус-
пешно использовались для уточнения глубины залегания прочного
слоя, на который можно было опирать сваи-стойки. В дальнейшем
появились методы оценки несущей способности висячих свай, кото-
рые первоначально и не обладали высокой точностью, но благодаря
технологическим преимуществам зондирования быстро приобрели
популярность. Во многих странах были развернуты обширные иссле-
дования по уточнению таких методов (см. разд. 1.4).
Несмотря на разнообразие подходов к решению этой проблемы,
основная идея расчетов сопротивлений свай действию вертикальной
нагрузки оставалась единой и состояла в том, что общее сопротив-
ление сваи представляет сумму сопротивлений грунта под нижним
концом и на боковой поверхности сваи.
F»=QP+Qf,
(4.9)
где ^сопротивление сваи вертикальной нагрузке,
Qf - сопротивлеНИе под пижним концом сваи,
ние грунта на боковой поверхности сваи.
264
На этой идее до настоящего времени базируются практически
все «прямые» методы определения сопротивлений свай независимо
от типа применяемых зондов, типа свай, типа грунтовых условий.
Различаются лишь способы определения сопротивлений Qp и Qf.
Применительно к специальным видам свай (сваи с уширениями, бу-
роинъекционныс и т.д.) требуется учет ряда дополнительных факто-
ров, в связи с чем определение их несущей способности часто вы-
полняются «косвенным» методом, т.е. на основе предварительного
определения стандартных характеристик грунтов. Как правило, они
предполагают последующую корректировку результатов статиче-
скими испытаниями подобных свай. Хотя и для таких свай возможен
«прямой» подход, по с введением дополнительных поправочных ко-
эффициентов, учитывающих их особые параметры.
Рассматривая публикации по вопросам определения несущей спо-
собности свай, следует иметь в виду, что специалисты разных стран не
всегда используют одинаковую терминологию. В зарубежных публи-
кациях термин «несущая способность свай» (в англоязычных публи-
кациях — pile bearing capacity) обычно понимается шире, чем в отечест-
венных. Он часто снабжается дополнительными определениями [91]:
- «предельная (ultimate) несущая способность», предполагаю-
щая отсутствие «запасов», соответствующая «предельно uj сопро-
тивлению сваи» в отечественных нормативных документах;
— «безопасная» (safe) несущая способность», предполагающая
наличие некоторых «запасов», соответствующая термину «несущая
способность» в отечественных нормативных документах;
— «предельная (или безопасная) нетто-способность», соответст-
вующая приведенным выше понятиям, но предполагающая вычита-
ние доли, обусловленной действием природного давления, т.е. веса
вышележащей толщи грунта (в отечественных нормативах по при-
менению свай этот термин не употребляется).
Употребляется также термин «допустимая нагрузка на сваю»
(allowable load), соответствующий безопасной нагрузке на сваю, при
расчете которой учитываются все влияющие факторы, включая ожи-
даемые осадки, «кустовой эффект» и проч.
«Безопасная несущая способность» и «допустимая нагрузка на
сваю» предполагают обобщение результатов, получаемых в различ-
ных точках площадки, однако процедура перехода от частных значе-
ний к обобщенным в большинстве зарубежных норм четко не регла-
ментирована. «Коэффициент запаса» чаще всего принимается без
статистических расчетов в виде стабильного значения (обычно в ин-
тервале 2...3).
265
ЙН0ГДайппного"полмотания, отражающий сопрот11вля'с\* Как
Гваи," конкретной точке площадки, так и обобщенно в
ВСС нормаХсии [85, 93] переход от частных ЗНа.
чений к обобщенным трактуется более четко, при этом приняга зда
дующая терминология.
- «частное значение предельного сопротивления сваи» Fu ~ Со.
противление сваи в конкретной точке площадки, т.е. наибольщая
нагрузка, которую способна выдержать свая в этой точке (в /-й Т0ЧКе
- «нормативное значение предельного сопротивления сваи» F
— обобщенное (среднее) значение сопротивлений свай Fи { в пределах
площадки или ее части, без введения «запасов», компенсирующих
«разброс» значений Fui в пределах этой площадки, определяемое по
формуле
(4.Ю)
где Fui - частные значения предельных сопротивлений свай в раз-
личных точках площадки (/ = 1,2, 3,й),
п - число точек площадки (или выделенной ее части), в которых
выполнялось зондирование;
— «несущая способность сваи» Fj — обобщенное значение сопро-
тивлений свай, содержащее «запас прочности», учитывающий фак-
тический «разброс» значений FH /; Fj определяется как результат де-
ления нормативного значения Fu„ на коэффициент надежности по
грунту
(4.П)
'g
стистичрг1?^И11Ие11Т надсжности по грунту, определяемый путем
ZZ Pa6°TKH полУченных значений Л.,
числа свай) ввол^3™*1 свайного Фундамента (при выборе Д-'1ПН1
надежности у* т? ?. дополнительный снижающим коэффии”6 g
уменьшенная величина £0Дьзуется не несущая способность П>
е Уь которая в ранее действовавших нор
266
именовалась «расчетной нагрузкой, допускаемой на сваю» „ обозна-
чалась Р. Эта нагрузка примерно соответствует упомянутому выше
понятию «допустимой нагрузки» (allowable load) в зарубежных поп-
Мах. Следует лишь учесть, что несущая способность и деформируе-
мость основания в оючествснных нормах рассматриваются раздель-
но (расчеты по I и II группам предельных состояний).
В нормах [85, 93] термин «допускаемая нагрузка на сваю» нс
употребляется, но выдвигается условие, соблюдение которого рав-
носильно ориентации на прежнее понятие расчетной нагрузки, до-
пускаемой на сваю,
N< — , (4.12)
7k
где N— расчетная нагрузка, передаваемая на сваю,
ук - коэффициент надежности, принимаемый в расчетах по дан-
ным зондирования равным 1,25.
Таким образом, согласно российским нормам [85, 93] при проек-
тировании свайного фундамента проектировщик должен ориентиро-
ваться на величину Fd/yk, являющуюся наименьшим значением пред-
полагаемого среднего сопротивления свай на рассматриваемом
участке с учетом влияния всего комплекса случайных факторов. Та-
кой подход предполагает знание сопротивлений свай Fu в разных
точках площадки, что в полной мере удается реализовывать только
при использовании статического зондирования. При отсутствии зон-
дирования, т.е. при малом числе точек, в которых определяются со-
противления свай, нормативное сопротивление обычно приходится
устанавливать упрощенно (например, по минимальному результату
испытания). В целом вопрос о переходе от частных значений сопро-
тивлений свай к допустимой нагрузке на сваю в настоящее время
изучен недостаточно, особенно при параллельном использовании
различных по достоверности методов определения сопротивлении
свай. Можно ожидать, что в этой сфере имеются значительные ре-
зервы, т.е. возможности более эффективного учета особенностей
конкретных площадок и достоверности методов определения F,,. Во-
просы реализации таких резервов за счет уточнения коэффициента
надежности ук применительно к конкретным условиям подробно
рассматриваются в главе 6. Основное же внимание специалистов в
области зондирования последние десятилетия было направлено на
определение «частных значений» предельных сопротивлений сваи
267
г Ниже в разделах »* г—г---— ^новные
5.Х > ™р““ • ок,£-
432 Исследования и практика применения статического
зондирования в свайном фундаментостроении
бывшего СССР и государств СНГ
В фундаментостроении СССР особое место занимали забивные
сваи, что, естественно, оказало и продолжает оказывать влияние на
развитие фундаментостроении во многих государствах, ранее являв-
шихся республиками Союза. В 80-е годы в СССР из 10 млн м3 еже-
годно применяемых железобетонных свай примерно 9,5...9,7 млн м3
приходилось на забивные сваи. При этом 90% таких свай были приз-
матическими сечением О,3ХО,3 м. Металлические сваи применялись в
фундаментах крайне редко, на некоторых уникальных объектах Мо-
сквы и Ленинграда (ныне Санкт-Петербурга). Относительно широкое
применение металла было характерно лишь для гидротехнического
строительства, где часто использовались стальные шпунтовые сваи.
Деревянные сваи в массовом строительстве СССР второй половины
XX века практически не применялись.
Естественно, что в таких условиях внимание специалистов было
сосредоточено на определении несущей способности именно забив-
ных железобетонных свай, особенно по данным статического зонди-
рования. Такие вопросы рассматривались на многочисленных науч-
но-технических конференциях, семинарах, им посвящалось большое
число публикаций. Многие годы в РСФСР функционировал специ-
альный совещательный орган, координировавший исследования в
этой сфере, - Постоянно действующая комиссия по статическому
зондированию. В состав комиссии входили наиболее компетентные
специалисты научных, изыскательских и проектных организаций
республики.
Основной объем исследований относился к 60-м и 70-м годам,
однако в последующие годы проводилось уточнение разработанных
методов расчета применительно к различным типам грунтовых Ус"
ловии. олученные результаты нашли отражение в соответствую
щих главах СНиП, ведомственных нормах и различных рекоменда
тельных документах.
пока^СпмеД°ВаНИЯ ЭТИХ Лет и П0СЛеДующая практика строительства
специальны^0 тРадиционный взгляд на свайные фундаменты как н
конструкции для неблагоприятных грунтовых УсЛ°вИ
268
лее действенным средством повышения эффективности
г ........... .......
это потребовало пересмотра многих традиционных с™
ектирование свайных фундаментов, на их конструкции,
«: n~
сборного железобетона именно свайный фундамент окХянХ
лее действенным средством повышения эффективности нулевого
цикла в самых разнообразных грунтовых условиях. Естественно что
это потребовало пересмотра многих традиционных взглядов на про-
ектирование свайных фундаментов, на их конструкции, на техноло-
гию их возведения и особенно на методы определения их несущей
способности. Средством решения последней проблемы и стало ши-
рокое применение статического зондирования грунтов. Ею занима-
лись многие научные, проектные и изыскательские организации, од-
нако наибольшее внимание к определению несущей способности
свай по данным зондирования было проявлено специалистами ин-
ститутов БашНИИстрой (Уфа) и Фундаментпроект (Москва). В
дальнейшем значительную работу по обобщению и уточнению ин-
формации в области применения статического зондирования, разра-
ботке соответствующих нормативных документов провел институт
ВНИИОСП (ныне НИИОСП).
Исследования института БашНИИстрой были ориентированы в
основном на применение зондов II типа (с муфтой трения), исследо-
вания Фундаментпроекта - зондов I типа. Ниже приводятся наиболее
существенные результаты упомянутых исследований.
Как в институте БашНИИстрой, так и Фундаментпроекте изуче-
ние работы сваи и зонда проводились преимущественно экспери-
ментальными методами, причем главное внимание уделялось орга-
низации натурных испытаний и сбору данных производственных
организаций. Проводившиеся теоретические исследования не дали
решений, которые можно было бы непосредственно переносить на
реальные сваи, однако они позволили более рационально вести экс-
периментальные исследования, ориентируя на изучение наиболее
существенных факторов.
Как уже отмечалось, предельное сопротивление сваи Fu рас-
сматривалось как сумма сопротивлений грунта под ее нижним кон-
цом и по ее боковой поверхности, что отражало общепринятый под-
ход, уже упоминавшийся в разделе 4.3.1. Применительно к исполь
зованию зонда II типа (с муфтой трения) общая формула ( . ) пред
отделялась в виде (рис. 4.3)
F^R'A + u^fA ,
(4-13)
где F„ - частное значение предельного сопротивления сваи,
269
А, и- соответственно площадь п i.vP..^.P™..uPuJHU)0 сече "
сваи,
h, - толщина /-го слоя грунта,
/?л/-удельные сопротивления грунта соответственно под
ним концом и на боковой поверхности сваи (в /-м слое): И*’
^5 "" Р1^с»
Л " Р/Л/>
(4.13а), (4.136)
где ^//-удельные сопротивления грунта под конусом и на боков ~
поверхности муфты трения зонда II типа (в /*-м слое), °и
Pi, р, - коэффициенты «перехода от зонда к свае» соответствен
но для нижнего конца сваи и для ее боковой поверхности (в f-м с
грунта).
Рис. 4.3. Расчетная схема определения сопротивления сваи
Применительно к использованию зонда I типа общая фор*1Ул
(4.9) представлялась в виде [97]
Fu -RsA + ufh,
(4.14)
270
rjief— удельное сопротивление грунта на боковой поверхности сваи,
определяемое как произведение РзУт» Рз — переходный коэффициент, а
jf == Qs/ASi где Qs общее сопротивление грунта на боковой поверхности
зонда» As площадь боковой поверхности штанги, погруженной на глу-
бину Л, Л - рассматриваемая глубина погружения сваи; Fut R,, А, и -
то же, что и в формуле (4.13).
В дальнейшем в нормах [85, 93] было принято унифицированное
отображение рассматриваемой зависимости: стала использоваться
только формула (4.14), но значение f при зондах II типа понималось как
(4.15)
где обозначения тс же, что и в формулах (4.1 Зя) и (4.14).
Основной объем исследований был связан с поисками способов
перехода «от зонда к свае», что в основном сводилось к уточнению
коэффициентов рь р,. Тем не менее на первых этапах работы предла-
гались и иные расчетные схемы, отличные от схемы, отображаемой
формулой (4.13). В частности, предлагалась гипотеза («трехкомпо-
нентная схема» [103]), согласно которой при действии на сваю верти-
кальной нагрузки в нижней части этой сваи возникают большие ради-
альные (обжимаюшис) давления, которые существенно увеличивают
сопротивление грунта по боковой поверхности сваи. Такая гипотеза
противоречила существующим представлениям о работе сваи, но раз-
работанная на ее основе методика расчета, как это ни парадоксально,
давала результаты, вполне согласующиеся с большим (!) числом ста-
тических испытаний свай (свыше 100). Эта поучительная история
убедительно показала, что в ряде случаев теоретически несостоятель-
ные формулы могут довольно успешно использоваться на практике
как эмпирические зависимости. По-видимому, предполагаемые и ис-
тинные физические процессы, будучи неодинаковыми, могут отобра-
ч жаться таким образом, что вытекающие следствия будут соответство-
вать реальности. Такие зависимости при последующем изучении
вполне могут находить разумную интерпретацию, нс совпадающую с
первоначальными представлениями их авторов.
В целом исследования СССР в 60-х годах позволили сформировать
представления о работе забивной сваи, которые в дальнейшем легли в
основу методики расчета сопротивлений свай по данным зондирования:
- относительная глубина погружения зонда значительно больше,
чем у сваи, но в большинстве глинистых грунтов это обычно нс имеет
большого значения, так как при глубине более 3...4 м под нижним кон-
271
пом стандартной сваи типичных размеров цгрмм MJ
Х7п“д нижним концом практически так же как и под зовдом. Р*
р - в ходе забивки сваи грунт увлекается ее боковой поверхностью
нижележащие слои, что создает зазоры и разуплотненные
сваей и грунтом, снижающие силы сопротивления грунта на боД
поверхности сваи (этот процесс получил название «проработки»).
Из сходства условии работы грунта под нижним концом сваи и ко
нусом зонда следовало, что в большинстве случаев для глинистых
грунтов удельные сопротивления грунта под забивной сваей и зоццом
не должны существенно различаться, если одинаковы скорости дефор.
мадий. Такое соответствие скоростей деформаций может достигаться
при зондировании «со стабилизацией», т.е. при описанном в разделе 2.3
варианте релаксационно-ползучих испытаний без измерения порового
давления, разработанном БашНИИстроем (см. рис. 2.12). Естественно,
что это относится к ограниченному диапазону условий: достаточно
большому относительному заглублению сваи (обычно более 10 диамет-
ров сваи), к четвертичным глинистым грунтам, прочность которых, как
правило, невелика. В табл. 4.7 приведены результаты сравнения удель-
ных сопротивлений глинистых грунтов под сваями и зондами (qc)
при зондировании «со стабилизацией».
Таблица 4.7
Сравнение удельных сопротивлений глинистых грунтов под нижними
концами сваи и зонда (при зондировании «со стабилизацией»)
Стороны сечения или диаметры свай, см Глубина погруже- ния, м Удельные сопротивления грунта, МПа Rs/qc
под сваей, R, под зондом, Яс
30x30 5,65 1,16 • 1,04 _Ц2!
30x30 5,65 1,11 0,64
30x30 5,00 2,26 2,96 0,76_
30x30 5,00 2,70 2,00 J __Ь35_
0 80,0 5,60 0,58 0,59 0,991
0 32,5 2,00 0,29 0,41
0 32,5 4,00 0,94 1,10 _o£L-
0 32,5 6,00 1,05 1,44 oj3_
0 10,8 2,00 0,83 0,81
0 10,8 Г 4,00 1~63 1,57 _ ___ij)4J
ак видно из таблицы, расхождения между сравниваемыми в
пппиНаМИ И Чс невелики, если учесть неизбежное влияние неоД
ости грунта и прочих случайных факторов. При этом глаЛЬ
ОТНОСИТеЛЬНЫМ глубинам ПОГПА/жеииа noo**
РУ НИЯ СВИН Соответствуют Darvnw
дения в «ожидаемую» сторону, т.е. qc > Л„ При традиционном (стан-
.дартном) способе зондирования, т.е. при погружении зонда с посто-
янной скоростью значения qc в глинистых грунтах обычно выше чем
в равновесном состоянии на 20...30%. По этой причине величины
R/Яс ПРИ стандартном зондировании должны быть на 20 30%
меньшими, чем в табл. 4.7.
В песках, где удельное сопротивление грунта под конусом зон-
да, как правило, значительно выше, чем в глинах, такого сходства qc
и R не наблюдается. Среди множества причин этого главной, по-
видимому, является различие характера деформаций грунта под зон-
дом и сваей. Погружение сваи под действием статической нагрузки
всегда реализуется не только за счет уплотнения грунта, но и за счет
его выпирания на поверхность. В песках выпирание имеет большее
значение, оно может превалировать (в прочных песках) при глуби-
нах погружения свай до 10... 15 м. В то же время под зондом в таких
же песках оно наблюдается при значительно меньших глубинах (не
более 2...3 м). Это различие работы грунта под сваей и зондом в
песках, по-видимому, и является главной причиной расхождений
между R и qc. Так как для выпирания грунта на поверхность требует-
ся меньше энергии, чем для его уплотнения, удельные сопротивле-
ния песка под сваей (R) оказываются значительно меньшими удель-
ных сопротивлений под зондом (qc). Это проявляется тем заметнее,
чем прочнее пески.
Подробное изучение поведения песков под забивной сваей и
зондом проводились в 70-е годы в Белоруссии. На основании стати-
стической обработки результатов более 200 статических испытании
свай и параллельного зондирования зондом II типа Г.С. Родкевичем
и Ю.И. Ковалевым [69, 46] были предложены для песков этого ре-
гиона величины Pi = Rj/qc, представленные в табт 4.8.
Таблица 4.8
Коэффициенты перехода от удельных сопротивлении грунта
под зондом (qc) к удельным сопротивлениям под сваей (/?«) 169)
дс, кПа 2500 5000 7500 10 000 15 000 20 000
_ Pi =Rs/gc 1,0 0,75 0,6 0,45 0,25 0,20 1
Как видно из табл. 4.8, различие между R и <!< возрастало с уве-
личением qc и при больших значениях qc достигало пятикратной ве
личины (pi = 0,2).
18 Заказ 1141 27 J
Н„Я переходных коэффициентов нсод.
^юшие годы значе” я "е время нормативный документ
в последую" в в насгояше ^бивных сваи ПСрСХОдныс ко-
нократно уточи®1 , ’ „авливает ДЛ твСТСтвуст стандартному
чения Pi сПРав
Таблица 4 у
Коэффициенты перехода от удельных сопротивлений грунта
под зондом (qc) к удельным сопротивлениям под сваей (/?)
согласно СП 50-102-2003 [93]
кПа <1000 2500 5000 7500 10 000 15 000 >20 одр , 0,30
Pi = X'/qc 0,90 0,80 0,65 0,55 0,45 0,35 П
Достоверность определения сопротивления грунта под нижним кон-
цом сваи определяется не только выбором переходного коэффициента рь
но и учетом прочности соседних слоев грунта вблизи нижнего конца
(выше и ниже его). Образующаяся зона пластичности (предельного рав-
новесия) охватывает значительный объем грунта, который не может быть
охарактеризован значением qc, измеренным лишь на глубине нижнего
конца сваи. В отечественных нормах принято сопротивление грунта под
нижним концом сваи оценивать по средней величине его сопротивления
зондированию qc в зоне, верхняя граница которой проходит на 1Z) выше
отметки нижнего конца сваи, а нижняя - на W ниже ее (D - диаметр или
сторона поперечного сечения сваи). Расчетная зона выбора qc показана на
рис. 4.4. В табл. 4.9 под величиной qc подразумевается именно такая ус-
редненная величина, определенная в соответствии с рис. 4.4.
Рис. 4.4. Выбор зоны, в которой
определяется среднее значение qc
при расчете сопротивления грун-
та под нижним концом сваи ДО,
согласно российским норматив-
ным документам 185,93]
Сопротивление грунта на боковой поверхности свои изучалось в
БашНИИстрое также путем проведения экспериментов с натурными
сваями [48]. Для оценки состояния «околосвайного» грунта прово-
дилась откопка свай и изучался грунт в разных частях сваи (рис. 4.5)
[77, 48]. Шесть свай длиной 6 м погружались дизель-молотом СП-бБ
(С-330), откопка проводилась через 3 месяца после забивки. Грунто-
вые условия характеризовались литологически однородным пластом
аллювиально-делювиальных глин вскрытой мощности 15 м, пре-
имущественно тугопластичной консистенции (г.Уфа, II терраса реки
Шугуровки, испытательный полигон БашНИИстроя).
Между боковой поверхностью свай и грутгтом обнаруживались
щели, которые имели наибольшие размеры вблизи поверхности земли,
где их ширина достигала 3...4 см. Ниже, начиная с глубины I...2 м, ще-
ли становились прерывистыми, ширина составляла примерно 1...3 мм и
уменьшалась по мере приближения к нижнему концу. На расстоянии
1...3 м от нижнего конца они исчезали полностью. Погружающаяся
свая, проходя различные слои грунта, увлекает за собой частицы тех
слоев грунта, которые обладают наибольшей адгезией, что в первую
очередь относится к растительному слою. На рис. 4.5, б видно, как рас-
тительный слой (на рисунке он черного цвета), образовав плотную обо-
лочку (толщиной 1...2 см) вокруг нижней части сваи, сохранился,
пройдя всю шестиметровую толщу тугопластичных глин. Свая, таким
образом, как бы сформировала вокруг себя уширение нижнего конца на
1...2 см в каждую сторону. Это создало «обратную конусность» сваи и,
безусловно, повлияло на контакт се поверхности с вышележащими
слоями фунта.
Наблюдения за большим количеством свай показало, что обра-
зующиеся в верхней зоне щели (зазоры) уменьшаются в процессе
«отдыха» сваи, но полностью не исчезают (по крайней мере в глини-
стых грунтах).
Аналогичные эксперименты были проведены в твердых делюви-
альных суглинках (г. Стерлитамак) со сваями длиной 4 м, причем
полученные результаты практически не отличались от описанных
выше.
Зонды II типа практически нс чувствительны к описанному про-
цессу, так как муфта трения располагается в зоне наименьшей «про-
работки», где се влиянием можно пренебречь. Получаемые таким
зондом результаты соответствуют условиям работы грунта в нижнеи
части сваи, т.е. вблизи се острия. Такая определенность результатов
зондов II типа отличает их от зондов I типа, в которых трение грунта
вдоль штанги может протекать не так, как у сваи.
18
275
<О
Рис. 4.5. «Околосвайный» грунт после откопки свай:
— грунт в зоне средней части сваи (видны вертикальные щели между сваей и грунтом}; б — грунт вблизи
нижнего конца (виден слой чернозема, плотно обволакивающего нижний конец, перемещенного сваей
из поверхностного слоя)
_ umS^’ 4,6 Ь1 РсзУльтаты экспериментов, проведенных в
БашНИИстрос с зондами II типа, муфты трения которых удалялись
от конуса на величины 0, 15 и 64 см [77]. Различная удаленность дос-
тигалась путем замены стандартного наконечника (конуса зонда) на
надставки того же диаметра, но разной длины (поз. 1, 2, 3 на рис. 4.6,
б). При наличии надставок сопротивления, регистрируемые датчи-
ком конуса, во внимание нс принимались (на рис. 4.6 они не показа-
ны), так как они отображали нс обычное сопротивление qc, а значи-
тельно большую величину дс + Д/? где Az - приращение, обусловлен-
ное дополнительным трением грунта на боковой поверхности над-
ставок. Сопротивления же на муфте трения сохраняли свой прежний
смысл, но соответствовали разному удалению муфты от конуса.
Зондирование проводилось в аллювиально-делювиальных глинах
тугопластичной консистенции (опытный полигон БашНИИстроя,
г. Уфа). Точки зондирования (места погружения зондов с разными
надставками) располагались вперемешку на участке 2^2 м, с каждой
надставкой проводилось по три зондирования, т.е. эксперимент про-
водился в соответствии с методическим принципом, изложенным в
разделе 2.2 (см. рис. 2.4).
Как видно из рис. 4.6, а, сопротивления грунта на муфте трения
fs уменьшались по мере удаления муфты от конуса зонда При удале-
нии на 64 см сопротивления/ (кривая 3) уменьшались по сравнению
с величинами, соответствующими стандартному расположению
муфты трения (кривая 1), до 5 раз.
Рассмотренный процесс снижения трения грунта на контакте с
движущейся относительно него металлической поверхностью впер-
вые был описан еще в 1953 году Х.К.С. Бсгсманно.м [125]. Бегеманн
провел простой, но очень наглядный эксперимент, в котором заме-
рялось сопротивление слоя глинистого грунта при сквозном его про-
калывании длинным металлическим стержнем. Замеры выполнялись
как при собственно прокалывании, так и в процессе последующего
продвижения стержня через проколотый слой (длина стержня значи-
тельно превышала толщину слоя грунта). Стержень двигался сверху
вниз, грунт располагался в ящике-лотке, дно которого нс препятст-
вовало прохождению через него стержня.
Эксперимент Бсге.манна показал, что сопротивление грунта на-
растало только до момента достижения стержнем нижней границы
слоя. Как только нижний (колющий) конец стержня выходил за пре-
делы ящика-лотка (т.е. слой полностью прокалывался), дальнейшее
продвижение стержня сопровождалось плавным снижением сопро-
тивления грунта (трения его о поверхность стержня). Стенки образо-
«шлифовались»), снижая этим трение поверхности стеря<н
На этом этапе сопротивление грунта, уменьшаясь по м Я °
жения стержня, асимптотически приближалось к неко
величине, близкой к нулю. Р°и
б)
р,,с- Общий вил
ВИД зондов в ЭКСПР
а~~ усРедненныеУ^1енности муфТь.Р1!‘г1ентах по изучению влияния
зондов с различи?^1*101 ИЗМенения г КонУса зонда:
замене конуса нап^ Надставками- /*^ П° глубине Л при использовании
°’ 2>3 - coonS8*'0» « см, 3 - !~”Р" стандартном конусе, 2 - при
нно стандарт ги v С См; общий вид надставок
640 м« того ^ОНус35>6 мм, надставки 150 мм и
и5Ке Диаметра)
Описанный процесс «проработки» контакта движущейся твер-
дой поверхности с грунтом всегда проявляется при погружении зон-
да или сваи. Верхние слои грунта подвергаются большей «проработ-
ке», нижние — меньшей. У сваи такая «проработка» усиливается бла-
годаря горизонтальным се смещениям при погружении и образова-
нию упомянутой выше «грунтовой оболочки» у нижнего конца. Как
бы ни был однороден грунт при погружении в него зонда, трение
вдоль штанги распределяется неравномерно. Наибольшая «мобили-
зация» сопротивляемости грунта происходит вблизи наконечника и
наименьшая — у поверхности земли. При этом трение штанги в од-
ном и том же слое грунта уменьшается по мере увеличения глубины
погружения зонда. При использовании зондов I типа, измеряющих
«боковое сопротивление» Qs на всей длине штанги, это обстоятель-
ство может порождать дополнительные искажения, которые очень
трудно учитывать. В частности, могут возникать ситуации, когда при
увеличении глубины погружения зонда общее сопротивление грунта
на боковой поверхности зонда Qs уменьшается, что может совер-
шенно не означать неисправности в работе измерительной аппарату-
ры. Очевидно, что при зондах II типа такие искажения возникать не
могут, так как муфта трения располагается в зоне наилучшего кон-
такта с грунтом, где описанный процесс «проработки» практически
еще не успел проявиться.
Приведенные выше сведения представляют ответ на вопрос, по-
чему сопротивления грунта на муфте трения f нельзя отождествлять
ни с сопротивлениями на боковой поверхности штанги зонда I типа,
ни с сопротивлениями этого грунта на большей части боковой по-
верхности сваи.
Подтверждением изменчивости контакта поверхности сваи с
грунтом можно считать эксперименты с тснзосваями, проведенные в
60-е годы в БашНИИстрос [113, 17]. Железобетонные сваи сечением
0,3x0,3 м, длиной 6,4 м, оснащенные мембранными мсссдозами, за-
меряющими радиальные давления грунта на боковую поверхность
сваи (о>), забивались на глубину 6 м. Мсссдозы располагались вдоль
боковой поверхности сваи с шагом 0,5 м. Грунтовые условия до глу-
бины 10 м были представлены аллювиальными глинами преимуще-
ственно тугопластичной консистенции. На рис. 4.7 показаны эпюры
боковых давлений, построенные в соответствии с показаниями мсс-
сдоз непосредственно после погружения, через 6 суток и через 15
суток. Примерно такие же результаты были получены с помощью
Другой тензосваи аналогичной конструкции, в аналогичных грунто-
вых условиях.
279
Рис. 4.7. Эпюры давления грунта на боковую поверхность
сваи ог [ИЗ, 17]:
а - непосредственно после забивки; б - через 6 суток; в — через 15 суток;
ug-природное давление, иг - радиальные давления грунта на сваю
нижней несколько убывало и,_..ВрРХНеИ И сРеднеи частях, а в
сопротивлений грунта на 5™ зл2женныс представления о различии
»«
и [48] в литологически олно™ ^спериментами Г.С. Колесни-
НО невысокой прочности (а < ^мп ™™истых Пинтах относитель-
ния под нижним концом сми р ° ТаКИХ гРУ[1тах сопротивлс-
шинства грунтов (в условно ” П°Д КОНУСОМ зонда qc для боль-
ровании «со стабилизацией 8новесном состоянии, т.е. при зонди-
ЬЬ'МИ. Сравнивались conn } Д°ПуСТИМ0 счнт«ь примерно одинако-
сва« Хмарные по вс?й7ТИЯ WHTa «а боковой поверхности
способами (далее обозначаем^ г”6 за®ивки)> определенные двумя
- с помощью статичД Г"а'И Г^:
Щих непосредственно измепят.ИСг 'ТаИИЙ свай-штампов, позволяю-
испытаний «обычных» свай и <<боковое сопротивление сваи» или
по даш?аСЬ еГ° Доля’ пРиходяшдГДа И3 0^ег° сопротивления сваи
Ы‘м 3ондиРования из услпЯСЯ НЭ Нижний конец, определяем^
условия qc^Rs (обозначение «
— определенные только по данным зондирования, путем расчета
суммарного сопротивления грунта на боковой поверхности сваи при
допущении р2= 1, т.е. при/, =/, (обозначение Т^.
Использовались железобетонные сваи и сваи-штампы длиной
3...10 м, сечением 0,3x0,3 м. Зондирование проводилось установ-
кой С-832.
На рис. 4.8 представлена полученная Г.С. Колесником зависи-
мость отношения Гисц/Тзон от средней величины удельного сопротив-
ления грунта на муфте трения fs сред. Рисунок иллюстрирует общую
тенденцию снижения «степени мобилизации» сил сопротивления
грунта по мере повышения его прочности. Опираясь на эти данные и
привлекая литературные и архивные материалы организаций, при-
менявших С-832, были получены переходные коэффициенты р2, по-
зволяющие рассчитывать удельные сопротивления грунта на боко-
вой поверхности сваи / по величине удельного сопротивления на
муфте трения f по формуле (4.13, б).
Рис. 4.8. Зависимость «степени .мобилизации» сил сопротивления
грунта на боковой поверхности сван рСрел = Т’исп/^мн среднего
сопротивления на муфте трения/Срел при зондировании
«со стабилизацией» |48]:
1 - сваи-штампы, 2 - «обычные» сваи, испытанные без разделения
сопротивления на лобовую и боковую составляющие
281
На основании рассми^™.-.....— ; —-««листам
БашНИИстрой удалось в 1966 году впервые в мировом пракгике J
работать достаточно достоверную (±35%) методику расчета нссу
способности забивных свай по данным зондирования зондами II Т11Па
Г161 В дальнейшем эта методика неоднократно корректировалась [7q
17 67 55, 10,71] и с 1972 года она «приобрела официальный статус»’
будучи включенной в общесоюзный нормативный документ по свай-
ным фундаментам СНиП (сначала в виде изменения главы СНиП Ц.
Б.5-67*, затем в основной текст СНиП П-17-77 [89]). В Руководстве по
проектированию свайных фундаментов [71], разъясняющем требова-
ния, изложенные в СНиП II-17-77, приводились таблицы коэффици-
ентов pi и р, для двух способов зондирования — традиционного (рав-
номерное погружение со скоростью 1,2±0,3 м/мин) и упомянутого
выше зондирования «со стабилизацией», отражающего сопротивления
грунта при скоростях деформаций, стремящихся к нулю.
Необходимо отметить, что по мере изменения «статуса» расче-
та (от уровня рекомендаций научного учреждения до общесоюзно-
го нормативного документа, обязательного для всех организаций
бывшего СССР) содержание его все более упрощалось и приспо-
соблялось к представлениям, превалирующим в мировой практике
зондирования и проектирования свайных фундаментов. Однако при
такой корректировке расчет приобретал не только положительные
качества, но и утрачивал некоторые рациональные элементы пред-
шествующих вариантов. Это коснулось влияния глубины располо-
жения слоя грунта на коэффициент р/. Уже при подготовке СНиП
II-17-77 из табл. 4.10 были изъяты столбцы (h - 2 м) и (Л - 1 м) и
значения р, на глубинах более 3 м предлагалось определять путем
интерполяции в интервале 3 м,..., /?, где h - глубина погружения
сваи в метрах. При подготовке следующей редакции норм, т.е.
СНиП 2.02.03-85 [85], из методики расчета «выпало» и уменьшение
сопротивлений грунта на боковой поверхности сваи в верхних трех
метрах. В конечном итоге в действующих на начало XXI века нор-
мативных документах по свайным фундаментам СНиП 2.02.03-85*
[85] и СП 50-102-2003 [93] осталась таблица коэффициентов Рл в
которой глубина расположения слоя грунта вообще не учитываст-
[85] и СП 50-102-2003 [93] осталась таблица коэффициентов Р,
ся, а значения qc и fs соответствуют только стандартному зондиро-
ванию (погружению зонда со скоростью 1,2±0,3 м/мин). Для иллю-
ч^1яИкп^лМЯНУТЫХ и*менений в табл. 4.10 и 4.11 приведены зна-
БашНИИстпл ВДе1Т Р/ В Т0М Виде> в “ «ни рекомендовались
Таблица 4.10
Значения переходного коэффициента Р/ в формуле (4.,136)
согласно рекомендациям БашНИИстроя 70-х годов (Л - глубина
погружения сваи, м)
Удельное со- противление грунта на муф- те трения(при зондировании «со стабилиза- цией»),/, кПа Коэффициент р, перехода от// к/ для зонда II типа при глубине /-го слоя грунта
1 м 2 м 3 м ...(Л-3 м) (Л-2 м) (Л-1 м) Л
<20 1 1 1 1 1 1
40 0,26 0,56 0,75 0,82 0,91 1
60 0,22 0,44 0,67 0,78 0,89 1
80 0,20 0,38 0,58 0,72 0.86 1
100 0,18 0,35 0,52 0,68 0.84 I
> 120 0,16 0,32 0,48 0,65 0,82 1
Таблица 4.11
Значения переходного коэффициента р, в формуле (4.136)
согласно нормативному документу' СП 50-102-2003
Удельное сопротивление грунта на муфте трения (при стандартном зондирова- нии) /, кПа Коэффициент Р/ перехода от/,• к f.
при песках при глинистых грунтах
<20 0,75 1,0
40 0,60 0.75
60 0,55 0.60
80 0.50 0,45
L ЮО 0,50 0.40
>120 0,50 —
Сравнивая эти таблицы, необходимо иметь в виду, что табл. 4.10
основана на использовании данных зондирования «со стабилизаци-
ей», поэтому, привязывая се к данным стандартного зондирования,
необходимо значения р, уменьшать в глинистых грунтах - примерно
на 30%, песках - до 20%. Например, если при зондировании «со ста-
билизацией» в глинах на глубине 4 м получено / = 40 кПа, то со-
гласно табл. 4.10 это соответствует Р, = 0,75, но если такая же вели-
283
’’ ’к
ен
— - ;„un., погоужении зонда), то коэффициент В ‘ 1Т
при равномерном ^потруж=^ р,
^Хенном виде расчет стал значительно проще, уто
определение Л в песках (до этого ft в песках и глинистых грУн
определялось одинаково), однако его достоверность в гл„Ни^
грунтах несколько снизилась из-за Указаннои выше поправки, ев
занной с игнорированием расположения слоев грУнта относительно
нижнего конца сваи. К началу текущего века (с 2004 года) откоррск.
тированная методика расчета излагалась в двух одновременно де^
ствующих нормативных документах СНиП 2.02.03-85* [85] и СП 50
102-2003 [93], причем в более позднем документе [93] значения и
р. для прочных грунтов были приняты несколько большими. Так
СНиП [85] дает при qc> 20 000 кПа Pi = 0,3, а при qc> 30 000 кПа
Pi = 0,2. В то же время СП [93] для qc > 20 000 кПа дает Pi = 0,3.
При/,> 100 кПа в песках СНиП дает р, = 0,45, а СП р,- = 0,50. При
fs > 120 кПа в глинистых грунтах СНиП дает Р,- = 0,3, при этом СП не
дает никаких значений (прочерк). В последнем случае, как показы-
вает практика, целесообразно принимать значение р, «в запас», как
при f5~ 100 кПа. Принятые в СП 50-102-2003 значения Pi и р( были
приведены выше в табл. 4.9 и 4.11.
Проверочные расчеты показали, что для большинства грунтовых
условий упомянутое упрощение несущественно влияет на достовер-
ность расчета, особенно при длине сваи более 10 м. Однако при
меньших глубинах погружения свай погрешности могут становиться
довольно значительными, особенно при явно выраженном возраста-
нии или убывании f5 с глубиной. В условиях возрастания fs с глуби-
ной расчет обычно занижает сопротивление свай, т.е. упомянутые
погрешности создают дополнительный запас прочности. В условиях
же убывания fs с глубиной, напротив, происходит завышение сопро-
тивления свай, т.е. возникают ошибки в опасную сторону.
На рис. 4.9 приводятся результаты проверочных расчетов, вы
полненных В.М. Еникеевым и С.Л. Березиной [9], которые подтвер-
ждают приведенные выше соображения. Сравнивались предельные
сопротивления свай, полученные путем статических испытаний на
турных свай, с аналогичными сопротивлениями, полученными РаС^
четом по данным зондирования двумя способами: «новым» (согла
но и 2.02.03-85 [85]), в котором, как упоминалось, Р, не завЛ^
от глубины, и «старым» (СНиП II-17-77 [89]), в котором глуби
изыскатЛаСЬ ^Спользовались архивные материалы башкирец
зыскательскои организации (ЗапуралТИСИЗ), выполнявшей бол
284
шие объемы работ по статическим испытанна», „ -
грунтов установкой С-832. Были отобраны около 4^06™°,
** Т/Т ь снижением прочности
грунтОв с глубиной. Использовались данные зондирования, bZ
няемого традиционным (стандартным) методом. Как и ожидалось
расчет, проведенный согласно СНиП 2.02.03-85 для отобранных
объектов, выявил тенденцию к завышению предельных сопротивле-
ний свай, т.е. преобладание отклонений в «опасную» сторону (см.
рис. 4.7, ст), в то время как «старый» расчет по СНиП П-17-77 [89]
такого завышения не давал (см. рис. 4.7, б).
а)
Рис. 4.9. Сопоставления предельных сопротивлений призматических
свай, определенных расчетом по данным зондирования установкой
С-832 (^1011) и по результатам статических испытании натурных
свай (FMCB) в грунтах, прочность которых убывает с глубиной:
а — при расчетах FMi30H согласно СНиП 2.02.03-85; б - при расчетах Fx-wH
согласно ранее действовавшим нормам СНиП II-17-77
0 200 400 600 800 1000
кН
На рис. 4.10 приведена общая диаграмма рассеяния, отражаю-
щая накопленные в БашНИИстрос результаты оценки достоверности
расчетов сопротивлений свай за 60...80-е годы.
Сравнивались предельные сопротивления забивных железобе-
тонных свай, полученные расчетами по данным зондирования уста-
новкой С-832 (зонд II типа, т.е. с муфтой трения) в соответствии со
СНиП 2.02.03-85 (см. приведенные выше формулу (4.13) и таол. 4.9
и 4.11), с предельными сопротивлениями, полученными путем ста-
тических испытаний натурных сваи. Зондирование и испытания сваи
(503 сваи) проводились в различных районах бывшего CCU, вклю-
285
Рис. 4.10. Сравнение предельных сопротивлений свай, определенных
расчетом согласно СНиП 2.02.03-85 по данным зондирования
установкой С-832, имеющей зонд II типа (FUr30H), с предельными
сопротивлениями, определенными путем статических испытании
натурных свай (FKCB)
Как видно из рис 4 10 Г
Зло/* С ^*'св ^•••80% точек) хапяШННСТВ0 РезУльтатов сопоставлений
немы °ДНако остальные 20. Расхождением нс более
ИМС1Л1 рсдиес значение отнптпо реа^ьтат°в имеют большие откло-
ное) отш? Данных с°ставидо 1 м* 'мзо,,//?"'с« по всен совокупности
симальн Нсние а = 0,31. с веппя ’ среднекваДратическое (стандарт’
ОМУ Расхо?кдению межлуТр0СТЬК) Это соответствует мак*
У изо,, и Fuca порядка ±62%. Тем »с
286
меНее это не означает необходимости вводить столь большие «запа
сЫ прочности» (т.е. вводить коэффициент надежности Ук = 62 пой
выборе допустимых нагрузок по следующим причинам- ’ Р
- в подавляющем большинстве случаев при проектировании
свайного фундамента главную роль играют нс частные значения со-
противлений свай Глти а средние по тому или иному участку фун-
дамента или по всему фундаменту, так как в здании или сооружении
происходит перераспределение нагрузок на сваи; средние же значе-
ния отличаются от частных меньшими погрешностями;
— приведенное стандартное отклонение характеризует частные
значения отношений /‘’„.зон//7,,.™, стандартное же отклонение средних
значений по конкретным выборкам должно быть в %/п раз меньше
(/: - число точек зондирования на площадке или ее участке), т.е. при
определении среднего сопротивления свай, например, по 6 точкам
зондирования стандартное отклонение такого среднего составит
0,31/х/б =0,13, т.е. погрешность среднего составит 2,01-0,13 = 0,26,
или 26% (2,01 - коэффициент Стыодснта при числе степеней свобо-
ды 6 - 1 = 5 и односторонней доверительной вероятности 0,95 [26]);
- разброс результатов определялся не только неточностью расчетов
FJOOII, но и неоднородностью грунта (см. разд. 3.2.1), которая сущест-
венно увеличивает этот разброс; если принять, что в условиях реальной
неоднородности грунта коэффициент корреляции дня «идеально точно-
го расчета» равен 0,8 (разд. 3.2.1), то стандартное отклонение величин
Fu,3oJFu.cb без влияния неоднородности понизилось бы с 0,31 до 0,28.
Приведенный довод относительно различия погрешностей част-
ных и средних значений можно проиллюстрировать экспериментом,
проведенным БашНИИстросм в 1967 году в аллювиально-
делювиальных глинах [77]. На участке около 150 м" было испытано
статической нагрузкой 11 забивных свай (после зондирования грунта
в каждой точке забивки). Сваи имели длину 6 м, сечение 0,3*0,3 м.
Полученные результаты расчета Ри^оп и результаты статических ис-
пытаний FU CB приведены в табл. 4.12.
Таблица 4.12
Предельные сопротивления свай, полученные па опытном участье
№ точек 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11
F,кН 241 234 193 260 234 220 219 231 229 256 247
Fu св, кН 250 250 250 230 300 250 200 325 275 250 250
F / F J U зон ' * и св 0,96 0,94 0,77 1,13 0,78 0,88 1,10 0,71 0,83 1,02 0,99
287
* и,зон
ния частных значений . иэои
Средние даачиш» ~—----------> ид. хэ / кц
/р = 241/257 = 0,94. Таким образом, при диапазоне из,' '
/Р«.св от 0,71 до 1,13 среднее знач
этих отношений отклонилось в данном случае в сторону зани J"**
лишь на 0,06 (на 6%). я
Как упоминалось выше, в российских нормах [85, 93] При Рас
те нагрузок, допустимых на сваи, используется коэффициент НадеЧе'
ности у*= 1,25, причем он вводится не к отдельным (частным) ЗНа *'
ниям fKMH, а к несущей способности ГА являющейся откоррекги
ванным средним значением сопротивлений свай на всей площадке
или на каком-либо ее участке (см. формулы 4.11 и 4.12). Из приве-
денных выше соображений следует, что такой коэффициент надеж-
ности у к вполне обеспечивает надежность оценки средних значений
(нормативных сопротивлений, несущей способности свай), но он нс
исключает наличия на площадке отдельных точек, в которых част-
ные значения ^Иг30Н окажутся меньшими или большими, чем принятая
расчетная нагрузка на сваю.
Рассмотренные выше особенности работы грунта проявляются не-
зависимо от типа зонда, однако получаемые данные приходится исполь-
зовать по-разному в силу различия конструкций зондов I и II типов.
Расчеты по данным, получаемым зондами I типа, производятся
по формуле (4.14), причем сопротивление грунта под нижним кон-
цом сваи Rs определяется так же, как и при зондах II типа. Неодина-
ковой конфигурацией конических наконечников зондов (наличием
или отсутствием кожуха — см. разд. 1.1) при расчете несущей спо-
собности свай обычно пренебрегают. Существенное различие в оп-
ределении qc у зондов I и II типов проявляется в основном в слабых
глинистых грунтах, однако на практике.на такие грунты очень редко
опирают сваи. Так же, как и при зондах II типа, при расчете сопро-
тивления грунта под нижним концом сваи Rs используется среднее
значение qc в зоне, располагающейся выше и ниже отметки нижнего
конца (соответственно на 1D и 4D - см. рис. 4.4).
Определение же сопротивления грунта на боковой поверхност
сваи при зондах I типа приходится выполнять совершенно иначе, та
как у таких зондов измеряется суммарная сила трения по всей з
глу ленной части штанги QSi в то время как у зонда II типа, каК
некратно упоминалось, измеряется удельное сопротивление т
да I тип?Те 11)6111151к°нтакте боковой поверхности штанги*
ботки» п ° ^У1110*1 происходят описанные выше процессы «п
связи с чем силы трения распределяются вдоль няан
ЕХх Тнижней^асти штанги^отя"^ °ДН°роднь,х по глУбине
С. в процессе зондирования не может^Хчно^овХ
Кно в той или „НОИ мере сходно с распределением трения вдоль 6^
ков и поверхности сваи, что и позволяет использовать общее сопро-
тивление Qs при расчете несущей способности свай.
Методика расчета сопротивлений свай по данным -
у --------—иьаи по данным, получаемым
К помощью зондов I типа, как и аналогичная методика для зондов II
типа, неоднократно корректировалась в течение 60...80-х годов. Как
I уже отмечалось, эту работу вели в основном специалисты института
I- Фундаментпроект [98, 97, 53]. Первоначально переходные коэффи-
I Диенты Pj и р2 принимались постоянными, причем р, считался рав-
; ным 0,5, а р2 = 1. Однако практика показала, что такой подход не
обеспечивает необходимой точности результатов, в связи с чем ме-
тодика неоднократно перерабатывалась в направлении дифференци-
рованного подхода к выбору коэффициентов pt и р2. В действующих
российских нормативных документах по свайным фундаментам [85,
93] переходные коэффициенты pi и р2 принимаются в зависимости
от получаемых данных зондирования: pi устанавливается в зависи-
мости от qCi а р2 - в зависимости от fs (табл. 4.13).
гк
Таблица 4.13
Значения переходных коэффициентов pt и р2 в формуле (4.14)
при зондах I типа в соответствии с СП 50-102-2003 (93]
q„ кПа pi - коэффициент перехода от qc к Rs Л» кПа Рз - коэффициент перехода от/, к/
1 < 1000 0,90 <20 1>80
2500 0,80 40 1,30
5000 0,65 60 1,00
7500 0,55 80 0.80
10000 0,45 100 0,60
15000 0,35 >120 0,50
>20000 0,30 - -
Как и для зондов II типа, указания нормативных документов
[85, 93] несколько различаются: СНиП 2.02.03-85* устанавливает
_______
т различные значения р2 для песков и глинистых грунтов, в СП 50
102-2003 они одинаковые. Как и у зондов II типа, согласно СП при
Я, >20 000 кПа Pi = 0,3.
19 Заказ 1141
289
С-979 и СП-59 за 60...80-е годьЦ97]. Как и на рис. 4.10, Сра^
по
по
мма рассеяния, отражающая рсзуль-
л 11 приведен8 Д1,агр* СОПротивлений забивных железо-
На рис-4Л' верности РасчСТ° с Помошыо зондов I типа уста-
таты оценки Жданным, п0Л^оТг№Ы [97]. Как и на рис. 4.10, ср
бетонных «ан сп.59 за 60^-80'8 свай) ПОЛученнне
новками 097,' сопрот^ тивлеНиями полученными
нивались HPe4 дая (Епои). 5 С ^зкОй (Кс.)- Использовались ре-
Рис. 4.11. Сравнение предельных сопротивлений свай, определенных
расчетом по данным зондирования установками С-979 и СП-59,
имеющими зонд I типа (FM(10H)i с предельными сопротивлениями,
определенными путем статических испытаний
натурных свай (FM,CB) [97]
Расчет несущей ^пл *
50-102 20л?гп°ЗЖе Логичного разработан и включен в нормы
не кг?003 [931 такого пасчЛ Та ДЛя за6ив™х свай. В СП
П’Унта ЯЬЗу,°тся боковые соппл Э ПРИВОДИТСЯ формула, в которой
S - п иМуФте ’Рения зонда V ПИВЛеНИЯ 30нда> сопротивления
П°Д конуспХОД11Ь1МИ даннЬ1ми явлп ТИПа или на штанге зонда JтП*
К0«УС0.м зонда qc. к СоХ“ЯЮТСЯ только сопротивления груи«
адеНИЮ, в СП [93] допущено нарушен^
290
ранее принятом терминологии, согласно которой несущая способ-
ность сваи понималась как обобщенная величина, хараетеризуТоадя
условия площадки, а не отдельной точки. Сопротивление же буровой
сваи в точке зондирования в СП именуется нс частным значением
предельного сопротивления сваи, а несущей способностью сваи в
точке зондирования Fdu (т.е. несущая способность снова понимается
как термин свободного пользования). Такая несущая способность
буровой сваи определяется по формуле
(4.16)
где R - расчетное сопротивление грунта под нижним концом сваи,
принимаемое по табл. 4.14 в зависимости от среднего сопротивления
конуса зонда qc, на участке, расположенном в пределах одного диа-
метра выше и до двух диаметров ниже подошвы сваи;
А - площадь подошвы сваи;
f - среднее значение расчетного сопротивления грунта на боко-
вой поверхности сваи, на расчетном участке h, сваи, определяемое по
данным зондирования в соответствии с табл. 4.14;
Таблица 4.14
Сопротивления грунта под нижним концом и на боковой поверхности
буровой сваи в формуле (4.16) согласно СП 50-102-2003
Сопротив- ление ко- нуса зонда qc, кПа Расчетное сопротивление грунта под нижним кон- цом буровой сваи Л, кПа Среднее значение расчетного сопротивления на боковой по- верхности сваикПа
Пески Глинистые грунты Пески Глинистые грунты
1000 — 200 — 15
2500 — 580 — 25
5000 900 900 30 35
7500 1100 1200 40 45
10 000 1300 1400 50 60
12 000 1400 " 60 ' ~
15 000 1500 70 —
20 000 2000 70
hi - толщина f-ro слоя грунта, которая должна приниматься нс
более 2 м;
ycf - коэффициент, зависящий от технологии изготовления сваи
и принимаемый:
19*
291
.«nveMWX глинистым раствором,,
-ири^^рова»"1 "0Я
^пр^'^^^^ет’нре^^^61 ДИаМ6ТР СВаИ М’ За‘
та^о*енНЬ’^ЙЧч^да5 м- йинтовь1х свай на вдавливающую
рубленныхйе”С” якяся по той же формуле что и
Пр^‘ ‘ ю нагрузку опреД .
но переходный коэффиди*
„ выдергивак”^ » е до формуй (4Л Ь ены значения р, №
плЯ забивных сваи, в табл. . №торой определяется сред,
«г В д“““”
Таблица 4.15
Значения переходного коэффициента р! в формуле (4.13а)
при расчете винтовых свай в соответствии с СП 50-102-2003 [93]
Чп кПа pi - коэффициент перехода от qc к /?5для винт^П свай при на грузке
сжимающей выдергивающей
<1000 2500 5000 7500 10 000 15 000 £ 20 000 0,50 0,45 0,32 0,26 0,23 0,40 0,38 0,27 0,22 0,19
песках, насыщенных водой, значения ко-
уменьшаются в два раза.
Для винтовых свай в
эффициента Pj в табл. 4.15
а * ^им^нение апатического зондирования
ре еления несущей способности свай
в странах дальнего зарубежья
Для определения Hecvmn-e статическое зондирование использует^
особая пОпулЯрн0стьУ^И способности свай с 30-х годов, пр«^
го применения зондирования xapaK^P1
297
для европейских стран с большими объемами применения свайных
фундаментов (Нидерланды, Швеция и т.д.)- За рубежом расчеты не-
сущей способности свай часто выполняются по рекомендательным
документам, нс имеющим статуса государственных норм. Это могут
быть рекомендации научных учреждений, научно-производственных
объединений, вузов или собственные разработки фирмы-произво-
дителя геотехнических работ, иногда даже закрытые для посторон-
них пользователей. Во многих странах национальные нормы и стан-
дарты нс содержат методов расчета несущей способности свай по
данным зондирования. Тем не менее тенденция включения таких
расчетов в нормы в последние полтора-два десятилетия, безусловно,
ощущается. Это относится и к содержанию последних европейских
«престандартов», т.е. международных нормативных документов, ко-
торые предлагаются в качестве основы для разработки международ-
ных и национальных стандартов. Таковым является уже упоминав-
шийся престандарт по геотехническому проектированию ENV-1997-
3 [136], относящийся к системе Eurocod 7, который содержит мето-
дику расчета предельного (максимального) сопротивления сваи по
данным статического зондирования. Расчет основан на общеприня-
той зависимости (4.13), которая дополняется формулами и таблица-
ми для определения удельных сопротивлений грунта под подошвой
(нижним концом) и на боковой поверхности сваи того или иного ви-
да (забивной, буровой без уширения, буровой с уширением, набив-
ной, винтовой и т.д.).
Сопротивления грунта под нижним концом и на боковой по-
верхности сваи определяются в престандарте более сложными (по
сравнению с российским подходом) способами, что связано с учетом
большего числа факторов. Так, в обозначениях оригинала предельное
(максимальное) сопротивление грунта под нижним концом сваи
Ртах. Ьахе (соответствующее российскому обозначению Rs) определяет-
ся по формуле
Ос q _ ^с;Г.теап + Яс'.П-.тсап . /л
’ * ®~р • Р * 5 ‘ - Ь Qc’JH-jnean I »
Ч 2 7
где ар — коэффициент, зависящий от вида свай и грунтов, определя-
ется по табл. 4.16;
Р — коэффициент, зависящий от относительной глубины нижнего
конца и относительных размеров уширения евди, определяется по
графику на рис. 4.12, в;
293
s - коэффициент, учитываюПЖ^горму^^.^^^^^
ределяется по графику на рис. 4.18, г; И,
qc:,„'On, сопрОТИйп
грунта под конусом зонда в зонах, непосредственно примыКа,
нижнему концу (подошве) сваи (рис. 4.12, а).
° ~ объяснение 1».
ровэлементе» ачений
Нтов «аи (ед,
^о^Д^3н»~*и«® параметры
10ла иХшипа^'Т’ б~ обозначения Ра3^
- П^афик оппНИЯ); гРаФик определения коэфф
Ределения коэффициента s
(faitmcan ~ соответствует зоне, располагающейся ниже подошвы
сваи, простирающейся до так называемой критической глубины dcrih
соответствующей кровле ближайшего слабого слоя грунта с сопро-
тивлением менее 2 МПа, причем эта зона распространяется вниз ми-
нимум на 0,829^ и максимум на 4Z)^ (Detf - диаметр или сторона се-
чения сваи у се подошвы);
Цс;П;теап ~ COOTBCTCTByCT ТОЙ ЖС ЗОНС, НО В ПреДПОЛОЖСНИИ, ЧТО
сопротивление грунта равно минимальной величине qc:u-mean, равной
дсна критической глубине dcril\
Яс;Ш:теап — соответствует зоне, располагающейся выше подош-
вы сваи и распространяющейся до уровня на %Detf выше подошвы
сваи.
Дополнительным условием является ограничение максимальной
величины сопротивления грунта под подошвой сваи ртзх. Лаи., которое
не должно приниматься выше 15 МПа, т.е. при получении pmaje*aftr>
>15 МПа принимается pmax basc = 15 МПа.
Если подошва сваи имеет прямоугольную форму размером
а*Ь, то ее диаметр («эквивалентный диаметр») принимается рав-
ным DC(/ = l,\3a/(b/d), где а - меньшая сторона сечения, b -
большая сторона.
Предельное (максимальное) сопротивление на боковой поверх-
ности сваи pmaXr s/iqfi определяется по формуле
Ртах. shaft Ctj Qc;z;a ,
(4.18)
где ал - коэффициент, учитывающий вид сваи и вид грунта, опреде-
ляется по табл. 4.16 и 4.17;
qc:z;a — удельное сопротивление грунта под конусом зонда па рас-
сматриваемой глубине z при двух дополнительных условиях:
— если слой грунта с qc > 15 МПа имеет мощность более или
равную 1 м, принимается qc;z:a < 15 МПа,
— если слой грунта с qc > 12 МПа имеет мощность менее 1 м,
принимается qc;z;a < 12 МПа.
В целом метод расчета, рекомендуемый европейским прсстан-
дартом, по сравнению с российскими методами [85, 93] менее де-
тально разработан применительно к забивным сваям, однако он
превосходит их своей универсальностью, охватывая практически
все виды свай. Составители прсстандарта предпочитают нс пользо-
ваться боковым сопротивлением зонда ни в виде сопротивления на
муфте трения fs (II тип), ни в виде общего сопротивления на боко-
295
п Л тип), что, по-видимому, оправ-
тй штанги зонда (буровых, набивных и т-д.),
вой По*еРхности Ш оП11Тиого бет° свай. в отличие от отсчс-
дано для сва,И”еообразно »пя ?^впения грунта под нижним коН-
но вряд п” ЦпС в которых сопроти ограничиваются, согласно
сгвснных норм, поверхности сва стают с ростом Чс лишь До
ном н на боков противления Р оста1ОТСЯ постоянными, ка-
престандарТУ т Ы) после чего По.видимому, это тоже
определении^ быпи значе я> так как эксперимсн.
кнмн бы высо с чесКои точ ию стаТического зонди-
целесообразно носящихся к пр ен0 маЛо как в нашей
дальних да"”“а;опрочных грунтах. №
отметить, что сопротивле-
рования в вы Следует та устанавливается в европей-
ском престанда^
российских нормах.
Таблица 4.16
Максимальные значения коэффициентов ар и а* в формулах (4.17)
и (4.18) для песков [136]
Виды свай а/
Сваи диаметром более 150 мм, устраиваемые посредством вытеснения (принудительного отжатия) грунта: - забивные сваи - набивные, устраиваемые путем погружения металлической трубы с закрытым нижним концом, который при бетонировании выбивается, а труба извлекается по мере подачи бетона 1,0 1,0 0,01 0,014 _
Сваи диаметром более 150 мм, устраиваемые посредством удаления (или незначительного оттес- нения) грунта и замены его бетоном (или другим материалом): пяп-г бУРовые сваи, бетонируемые под глинистым раствором 0,6 0,005
- винтовые сваи 0.8 о,ооб!_
умножением на 0,5 ** Песках a* Уменьшается путем умножен ** Приведенное значение е^асваи. Если зондирование пг/ Дполагает применение зон а" допУстимо повысить до П п Р°водилось иблизи уже погру> ия на 0,75, В грави»*' дарования до кениой винтовой с»*
Таблица 4.17
Максимальные значения коэффициента а, в формуле (4.18)
для глинистых грунтов и торфов [136]
Виды оснований Относительная глуби- на слоя г/dfl,* а/
Глинистый грунт при qc < 1 МПа То же qc > 1 МПа То же qc > 1 МПа Торф 6...19 >20 Независимо от глубины Независимо от глубины 0,025 0,055 0,035 0
* de4 - диаметр ствола сваи (см. рис. 4.12, б)
Относительная сложность рассмотренного метода расчета в зна-
чительной мере связана с упомянутым диапазоном охватываемых
видов свай. При ограниченной номенклатуре применяемых свай рас-
чет может быть существенно упрощен. В частности, для забивных
свай квадратного сечения ар = as = р = 5 = 1. Естественно, что эф-
фективность предложенных способов учета упомянутого многообра-
зия факторов может быть выяснена лишь в процессе практической
проверки расчета в широком диапазоне условий.
Доработка изложенного метода расчета, по-видимому, должна
вестись в направлении уточнения используемых коэффициентов и
расширения диапазона грунтовых условий. В частности, табл. 4.16 и
4.17 вообще не дают никаких сведений о коэффициенте ар для гли-
нистых грунтов. Не рассматриваются специфические грунты: проса-
дочные, набухающие, недостаточно ясно, как вести расчет при нали-
чии насыпных грунтов и т.д.
В отличие от рассмотренного метода ENV-1997-3, предпола-
гающего доработку и привязку к местным условиям, в зарубежной
практике, как отмечалось, применяется много методов расчета, ап-
робированных в тех или иных региональных условиях, но часто не
имеющих статуса нормативного документа. Такие методы периоди-
чески служат предметом дискуссии специалистов, проводятся экспе-
рименты по оценке их достоверности, в связи с чем накапливается
полезный фактический материал.
В неоднократно упоминавшейся монографии Т. Лунна и др.
[151] приводится краткий анализ публикаций зарубежных специали-
стов, сравнивавших результаты наиболее известных методов расчета
несущей способности свай с результатами статических испытаний
этих свай. Исследования проводились независимо друг от друга в
297
1
«о с годы)- Как и в большинстве Др
(в осНОЫД*? 80бСотЫ советских и российских
И1ЛХ страна ( °бликаи«и> ₽а° я авТоров.
Р зарубе*1*1* "с„ вне поля зРс«И оводились в различных гру1п,
Ш Сравн^еПЬН 'пользовались Р«У , в том ЧИсле забив
вЫх условиях, ^п бопес извести» аметры свай колебали
Х У 150 сваи нам Длины нагрузки при испытав
Яровых, наб"ХГтакчтома«с^’^ вочн°е оборудование в
Хо- npe" S до 8000 кН. Зонд Р еские (без муфты
с0^авПЯП"1°как механические, так
чало зонды
О-
НЫХ)
ИСЬ в
МИЯХ
ВКЛК).
- . -I тре-
ния и С муфтой трения). я всех спецИалиСтов, проводивших
Обшее мнение, ело» использовании статического зон-
сравнения: расчеты, ос^° ти превосходят другие существую-
дарования, по своей дост рлаборатОрНых оценок грунта, по
щие расчеты
Из методов расчета, применяемых
динамическим испытаниям 1« признаны два метода:
зарУ_“ Й^тшанте и Л. Джанзелли (метод LCPC),
-метоДЖ-№^ч^да?р^ение обеспечивает точность
В большинстве случаев ил в
±30...35%
Метод М. Бустаманте и Л. Джанзелли (метод LCPC) Г1301
разработан в 1982 году во Франции в Центральной лаборатории мос-
тов и дорог (Laboratoire Central des Ponts et Chaussees - LCPC) и в
году с некоторыми упрощениями включен в нормативный до-
шркщ17 Ранции ffOND-72). Метод является эмпирическим обоб-
клмг-^М Результатов статических испытаний 197 свай различной
бивнм^ыЦИИ 3f ивных стальных и железобетонных, буровых, на-
В оеплпА ПР°Ч‘) и цельного статического зондирования грунта,
представпярСЧеТа ЛСЖИТ упомянУтая выше зависимость (4.9), которая
представляется в виде
Quit Qp Ар+fpAf
(4.19)
или в российских обозначениях [85, 93]
(4.19^
Fu=RsA+fAfi
cor ^Ul‘ ~г пРедельная несущая способность сваи, соотвстствУ
гласно [85,93] предельному сопротивлению сваи Fy,
Яр значение удельного сопротивления гпшгто
сваи (в российских нормативах [85 941 тя ^У П°Д ниж,,им к°ицом
; Рмойвах 93] такая величина обозначается РА
Ар (Л) - площадь поперечного сечения сваи, R ’
Af - площадь боковой поверхности сваи,
сти сваи ” УСРСДНСШЮС сопРотивлсние грунта на боковой поверхно-
В неоднородных грунтах боковая поверхность разбивается на
участки, определяется сопротивление грунта на каждом участке и
полученные результаты суммируются, т.е. вместо fp Af используется
сумма ^(fpjAfi). Четких правил такой разбивки нс установлено.
Сопротивление грунта под нижним концом сваи qp (в россий-
ских нормативах Rs) определяется исходя из величины его сопротив-
ления под конусом зонда qc:
Яр = Ясаке, (4.20)
где Яса - усредненное (и откорректированное по определенным пра-
вилам) значение удельного сопротивления грунта под конусом зонда
в зоне нижнего конца сваи.
Величина qca определяется по графику «qc ~ Л» в три этапа
(рис. 4.13):
- определяется q'ca - среднее значение удельного сопротивления
грунта под конусом зонда qc в зоне, расположенной у нижнего конца
сваи на глубине от L - а до L + a (L - глубина нижнего конца сваи,
а = 1,5D, D - диаметр сваи);
- отбрасываются значения qc в этой зоне, попадающие вне ин-
тервала GJq'ca < Яс ^Зя'са (на рис. 4.13 границы такого интервала
заштрихованы);
- определяется искомая величина qca как среднее значение qc у
полученной «усеченной» с двух сторон кривой «qc ~ Л» в рассматри-
ваемой зоне (на рис. 4.13 величина qca показана в виде вертикали
жирным пунктиром);
кс — коэффициент несущей способности нижнего конца, опреде-
ляемый по табл. 4.18.
При расчете qp сваи разделяются на две группы.
Группа I включает сваи, приготовляемые на месте из монолитно-
го бетона, которые не уплотняют окружающий грунт, буровые, осто
нируемые «насухо» и под глинистым раствором, буровые с обсадны
ми трубами; буровые с полостью; монолитные микросваи, устраи-
ваемые путем нагнетания раствора под невысоким давлением в
скважины малого диаметра (менее 250 мм), стены в грунте и пр
299
„ включает сваи, при устройстве которых прИЛе^
уХняегся: забивные призматические, полые KpJ,
* железобетонные или стальные; монолитные (наб *
ЙгХемые в скважинах, образованных в результаге «
S обжатия (путем забивки или вдавливания обсаДНЫх
У микросваи, устраиваемые путем нагнетания в сквайр
аХора под высоким давлением и проч.
Рис. 4.13. Схема опреде-
ления величины qco
в формуле (4.20),
т.е. при расчете сопро-
тивления свай методом
М. Бустаманте
и Л. Джанзелли (LCPC)
Таблица 4.18
Коэффициент кс в формуле (4.20) [130]
Вид грунта qct Коэффициент^
МПа Группа I Группа [1
Мягкие глины и илы (mud) Глины средней плотности <1 0,4 __
1...5 0,35 _ 0Л5_^
супеси и рыхлые пески Ддотаые жесткие глины и супеси Wh) <5 j 0,4
>5 0,45 yL-
мел (chalk) 1 Ipcai/ aw..~ *-»—— .. , <5 0,2 __
к— _ о’ветослыи мап 1 5...12 0,4 _ 0д5^-
Пл ОТ Н ЫИ HOUpul гтт» *# >5 0,2 __
гравий плотный песок или > 12 0,3 0,4
Сопротивление грунта на боковой поверхности сваи fp опреде-
ляется также по удельному сопротивлению грунта под конусом зон-
да^:
fp~qc /o-lcpc , (4.21)
где o-lcpc ~ фрикционный коэффициент, определяемый по табл. 4.19,
в зависимости от вида грунта и вида сваи.
Авторы [130] сочли переход от сопротивления грунта на муфте
трения fs (или на боковой поверхности зонда I типа Qs) к сопротивле-
нию на боковой поверхности сваи fp слишком сложным вопросом, в
связи с чем предпочли его обойти, принимая в качестве исходных
данных значения qc. Такой подход способствует универсальности
применяемых формул, так как они становятся применимыми к зондам
и I, и II типов (см. разд. 1.1). Однако в этом случае предъявляются по-
вышенные требования к полноте и достоверности литологической
идентификации грунта. Результаты расчетов могут оказываться раз-
личными в зависимости от того, отнесен ли грунт, например, к пере-
уплотненной глине, супеси или вывстрелому мелу и проч, (при одних
и тех же значениях qc). Это обстоятельство позволяет применять ста-
тическое зондирование только при наличии на площадке достаточно
большого числа буровых скважин и лабораторных определений.
При определении сопротивления грунта на боковой поверхности
сваи fp принимается более сложная классификация видов свай. Кро-
ме упомянутого разделения на группы I и II каждая группа дополни-
тельно разделяется на две подгруппы А и В. Сочетания типа IA, IB,
ПА, ПВ, именуемые «категориями» (category) свай, определяют вы-
бор подходящего столбца в табл. 4.19. Каждая категория характери-
зуется степенью уплотнения окружающего грунта и характером кон-
такта боковой поверхности сваи с грунтом.
Категория IA включает сваи, устройство которых оказывает ми-
нимальное воздействие на окружающий грунт, но обеспечивает
плотный контакт с окружающим грунтом, буровые сваи, выполняе-
мые без применения обсадных труб («насухо» или под глинистым
раствором); буровые с полостью; монолитные микросваи, устраи-
ваемые путем нагнетания раствора под невысоким давлением; стены
в грунте.
Категория ПА - это забивные железобетонные сваи, в том числе
предварительно напряженные трубчатые (полые круглые); сваи, со-
стоящие из отдельных стыкуемых секции, вдавливаемых в грунт
Домкратом.
301
Таблица 4.19 я с е С С 1 » а ;< 0,035 *• о Л1 00 о *1 о 0,08 0,08 > 0,20 1 00 о о 0,12 >0,20 0,15 |>0,20 1 0,15 1> 0,201
в Е и Н м с : : са м 0,015 0,035 । 0,035 0,035 0,035 0,08 0,12 сч •X о
F с 2 2 Е > : i > • X <Л о •* о 0,035 (0,08) СП о о £ оо ЗЯ сЗ 0,035 ( с < >0 сч э — ° S 0,12 (0,15) (SI‘0) Л‘0 1
О а S ма й ъ. а а - са я S 0,015 0,035 (0,08) <л СП о о £ о? Зя. о г 0,035 1 < < < 3 ? S © О 00 S ° ё с < и.« (0,12)
СО rj 5 с >. а 0,015 0,035 (0,08) $£0‘0 1 3 о © S СП о о ( < < X) сч о — г» г> о о СЧ 1Г? °" ё сч <7? °" Et
о R S G. Л и и 3 Р5 я с 30 08 120 120 120 200 08 200
W е Й I 1 < ч 3 5 с а 06 40 09 09 001 001 09 О V—<
а h м м< Q н* Ml ST S «м Ml е * S" Л о - и К С с — 06 80 150 120 120 200 ' 1 о оо 300
м м е е г> о а 30 40 60 09 О о 100 09 150
с МПа V 1...5 VI Л VI 5...12 МП Л СЧ г—< Л
1 с я 2 >» г- •м 5 Мягкие глины и илы (mud) Среднеуплотненные глины Супеси (silt) и рыхлые пески Плотные твердые глины и супеси Мягкий мел Пески средней плотности и м S S 03 л а Выветрелый до щебня мел Плотные и очень плотные пески и гравий
'зпэ
Примечание. В скобках приводятся максимальные значения^_п,ах, которые допускается принимать при тщательном
контроле состояния грунта вокруг сваи.
Категория IB включает спаи
ш« грунт. „« “То Г”
буровые сваи, устраиваемые с применением /уАающим Тунтом:
ные, устраиваемые путем забивки обсадной труб^тнп?Уб; Н-бИВ’
неизвлекаемой) и заполнения се бетоном. ₽У влекаемои или
Категория ПВ - забивные металлические сваи; многосекцион-
ные металлические сваи, вдавливаемые домкратом
Характерной особенностью метода LCPC является установление
предельных (максимальных) значений fp которые недопустимо превы-
шать, каким бы ни получалось значение qc/aKPC. Эти предельные зна-
чения также приведены в табл. 4.19. Для их определения сваи разделя-
ются уже не на две, а на три группы, каждая из которых также разделя-
ется на две подгруппы А и В, т.е. выделяется 6 категорий - IA, IB, ПА,
ПВ, ША, IIIB. Часть видов свай, относимых при определении aLCPC к
группе II, при установлении максимально допустимой величины fpm2X
относят к группе III (например, забивные железобетонные сваи).
Категория ША включает забивные сваи и набивные сваи, уст-
ройство которых связано с забивкой обсадной трубы.
Категория ШВ - сваи, устраиваемые путем нагнетания в сква-
жины раствора под высоким давлением.
Легко заметить, что в зависимости от вида грунта и типа (кате-
гории) свай значения адсгс в табл. 4.19 могут различаться в несколь-
ко раз при одних и тех же значениях qc. При этом для более прочных
грунтов в основном характерны большие значения aLCpc (или просто
коэффициента а), т.е. предполагается более существенное снижение
сопротивлений/, относительно qc. Наличие уплотнения окружающе-
го грунта также вызывает снижение fp относительно qc.
Метод Ж. де Рейтера, Ф.Л. Берингена [134, 151] разработан в
1979 году в Нидерландах (Голландии), где вопросы определения не-
сущей способности свай всегда были особенно актуальны. Для ин-
женерно-геологических условий Голландии типично наличие толщи
слабых глинистых грунтов, подстилаемых на глубине нескольких
метров плотными коренными (неогеновыми) песками, которые мо-
гут служить надежным основанием для опирания сваи. По этой при-
чине наибольшее внимание авторов было направлено на определе-
ния сопротивления грунта под нижним концом сваи.
В основе расчета лежит та же формула (4.19), но определение qp и/,
производится несколько иначе. В качестве исходных данных использует
ся в основном сопротивление под конусом q^ тем нс менее в отли шс от
метода LCPC, сопротивление на муфте трения / тоже принимается во
внимание как один из показателей, влияющих на выбор сопротивления
на боковой поверхности сваи/, в песках (подроонес см. ниже
303
Метод Ж. де
носить к -
Метод Ж. де Рейтера, Ф.Л. Берингена нельзя в ПОЛНой
„ост к «прямым», потому что в глинистых грунтах он Прс от-
ёт отделение «промежуточного» показателя - нсдреНИрова1 -
сопротивления срезу грунта (см. раздел 3.2.3), но в других о
ёыбор qP и fP производится без определения таких показав
Имеются модификации метода применительно к разным видам cS’
но основной его вариант ориентирован на сваи, устройство (П0№?
жение) которых связано с уплотнением прилегающего груцта (в
вую очередь забивные сваи). В нем не предполагается использовани'
каких-либо классификаций видов свай, подобных упомянутому вы°
ше разделению на группы и категории.
Как и в рассмотренном выше методе LCPC, сопротивление
грунта под нижним концом сваи определяется по удельному сопро-
тивлению этого грунта под конусом зонда qc в некоторой зоне, рас.
пространяющейся выше и ниже нижнего конца. Однако эта зона
принимается значительно большей, чем в методе LCPC. Ее верхняя
граница располагается на 8 диаметров (сторон сечения) выше
нижнего конца сваи, нижняя граница — на 4 диаметра ниже его
(рис. 4.14). При этом нижнюю часть зоны рассматривают в интерва-
ле не 0...4D, a 0,7...4Z). Производится довольно сложная процедура
корректировки и выбора усредненного значения сопротивления qc,
по которому затем определяется сопротивление под нижним концом
сваи (в методе LCPC аналогичная величина обозначалась qca). Стро-
ится «огибающая» линия, проходящая через минимальные значения
qCf как показано на рис. 4.14, и определяется среднее значение qc по
характерным точкам этой «огибающей». При этом ниже уровня ниж-
него конца «огибающая» имеет две ветви: нисходящую «а-b» и
восходящую «b-с», и при определении среднего значения qc во вни-
мание принимаются обе ветви.
Небольшие прослойки с пониженными значениями qc в песках
игнорируются: на рис. 4.14 «огибающая» 2а проходит через точки
а -c-d-d-e, нов глинах такие участки учитываются, т.е. «оги
ающая» 2 проходит через точки а - b - с - d - d’-е.
та ° полУченному усредненному значению сопротивления гр?1
а ) ппп°НУС0М Зонда (соответствующему в методе LCPC веди4111
QCa. Эта еделяется сопротивление грунта под нижним концом св
песках Пе^ация пРоизводится по-разному в глинистых грУнтаХ
4'yn“™“‘„’"0CcJ °»р'«™ися крупностью »
Рис. 4.14. Схема выбора усредненного сопротивления грунта цс
для определения сопротивления под нижним концом сваи
в методе Ж. де Рейтера, Ф.Л. Берингена:
1 — кривая измеренных сопротивлений грунта под конусом зонда «qc~k»,
2 — «огибающая» кривая минимальных сопротивлений qc в глинистых
грунтах, 2а - то же в песках, 3 — свая (диаметром D)
На рис. 4.15 приведен график, составленный в 1977 году Те Кампой
(см. в [96]), который используется в методе Ж. де Рейтера, Ф.Л. Берин-
гена. Как видно из рис. 4.15, удельное сопротивление нормально уп-
лотненного песка (OCR = 1) под нижним концом сваи совпадает с его
сопротивлением под конусом зонда, т.е. qp = qc (поз. 1), в то же время в
сильно переуплотненном песке (OCR = 6... 10) оно вдвое меньше qCy
т.е. qp = 0,5<ус(поз. 3). При этом в расчете принимается, что сопротивле-
ние qp любого песка нс может превышать величины 15 МПа. Например,
в песках с OCR = 1 при значениях qc = 15, 20, 25 МПа величина qp при-
нимается одной и той же, равной 15 МПа. Очевидно, что во всех случа-
ях под сопротивлением qc понимается его усредненная (откорректиро-
ванная) величина в соответствии со схемой на рис. 4.14.
20 Заказ 1141
305
Рис. 4.15. Определение предельного значения удельного сопротивления
песка под нижним концом сваи qp (в российских нормативах
обозначаемого R) в методе Ж. де Рейтера, Ф.Л. Берингена [96,151J*
J - песок от мелкого до крупного при OCR = 1; 2 - гравелистый песок или
песок от мелкого до Kpyi ного, но переуплотненный с OCR = 2.. .4; 3 - мел-
кий гравий или сильно переуплотненный песок с OCR = 6...10
В глинистых грунтах сопротивление под нижним концом сваи
qp определяется по формуле
qp = Ncslt, (4.22)
где su - удельное сопротивление недренированному срезу (см. раздел
3-2.3),
su = qc/Nk, (4-23)
л^> М-соответственно «фактов сваи» и „а
принимается N В2И>> и <<(PaKT0P конуса», в расчетах
с > 1 J...20.
величина уделкмпгл „
принимается откорпекгиппп^ИВЛеНИЯ под конусом зонда дс
Удельное cXZ° И 8 С00твстстви» со схемой на рис. 4.14.
принимается как минимяпТ^ песка ,ia боковой поверхности ceaufp
чений f: * ьная величина из следующих четырех зна-
= 0,12 МПа,
—=fs (f —с
~ft’s‘qcl3Q0_ ПЛ 8Л™'1е ГРУита на муфте трения зонда),
-Л=9Л00_привыл88ИВаЮЩеЙ На^зкс'«сваю,
Р" выдергивающей нагрузке.
Удельное сопротивление глинистых грунтов но боковой поверх-
ности ceaufp определяется по формуле
(4.24)
где su - то же, что и в формуле (4.22),
а - коэффициент, принимаемый:
- для нормально уплотненных глин а = 1,
- для переуплотненных глин а = 0,5.
Прочие методы расчета, применяемые за рубежом, основывают-
ся на той же зависимости (4.19), но предполагают другие способы
определения qp и fp. Наибольшего внимания заслуживает метод
Дж.Х. Шмертманна (см. в [96]), достоверность которого примерно
такая же, как и рассмотренных выше двух методов расчета. Метод
разработан в США в 1978 году. Он во многом похож на разработан-
ный несколько позже метод Ж. дс Рейтера, Ф.Л. Берингена.
Удельное сопротивление грунта под нижним концом сваи qp опре-
деляется по усредненному значению qc «в рабочей зоне» (в «окрестно-
стях» нижнего конца сваи). Эта зона распространяется вверх - на 8 D
выше нижнего конца сваи, вниз - на 3,75 D ниже его (D - диаметр или
сторона сечения сваи). В нижней части определяется не среднее, а ми-
нимальное значение qc, в верхней части — среднее значение qc. Все это
суммируется и определяется общее среднее значение qc во всей рассмат-
риваемой зоне, которое и принимается за q^ т.е. за удельное сопротив-
ление грунта под нижним концом сваи. Дж.Х. Шмертманн считает, что
величина qp ни при каких условиях не должна превышать 10 МПа.
Общее сопротивление грунтов на боковой поверхности сваи Of
определяется в песках и глинах по-разному. В песках оно вычисля-
ется по формуле
(/X)
2 f J&D-L
(4 25)
где k — отношение удельного сопротивления грунта на боковой по-
верхности железобетонной сваи к удельному сопротивлению его на
муфте трения зонда, определяемое по графику на рис. 4.16, а,
(fs (f Af}sD-L~ силы трения грунта на боковой поверхно-
сти сваи на участке соответственно 0-8 D и 8 D-L выше нижнего конца
сваи, при этом D - диаметр (сторона сечения) сваи, £ - длина сваи,
20
307
\;Sacc^>*BaeMb,x участках’
лученное н^ 6оковои поверхности сваи с гру^
раСТданХ!х^У^)сопР°ТИВЛеНИе На б°К0В0Й п°верхН0С1|1
сваи 2/определяется по формуле
где Z - среднее значение удельного сопротивления грунта на Myfe
трения (по всей длине сваи),
А, - общая площадь контакта боковой поверхности сваи с грунту
q1 _ отношение удельного сопротивления грунта на боковой по-
верхности железобетонной сваи к удельному сопротивлению его на
муфте трения зонда, определяемое по графику на рис. 4.16, б.
оппрп!? 16’ Графики определения коэффициентов Айа’ в форм)ЛаД
ения сопротивления грунта на боковой поверхности свал
а - оппрпоп ” (4’26)в мет°Де Дж.Х. Шмертманна: я
песков: 1 - элсХичи -ЦИента к п₽и Расчете по формуле <4'25)’.^па;6'
определение J рсскии к°нус II типа, 2 - механический конус I
«истых грунт0^ч1ЦИеНТа й'ПрИ Расчете по формуле (4.26), т.е. ДО
УдГлЛ ' ГЛУбиНа> D ~ ^аметр (сторона сечения) сваи./-
°е сопротивление грунта на муфте трения
ЗОЯ
При отсутствии муфты Дж.Х. Шмертманн рекомендует исполь-
зовать для определения/; величину qc, для чего дает соответствую-
щие эмпирические формулы.
Метод Дзоу и др. [177], разработанный в Китае в 1982 году,
предназначается для расчета сопротивлений забивных свай и пред-
полагает использование зонда II типа диаметром 5,1 см с муфтой
трения длиной 18,7 см (300 см2). Расчет базируется на идеях, анало-
гичных рассмотренным выше, но определение qp и fp, естественно,
имеет свою специфику. Усредненное значение qc, по которому оп-
ределяется сопротивление грунта под нижним концом (острием)
сваи qP, определяется на участке от уровня 4 D выше острия (?d) до
4 D ниже его ( qc2 ). При этом, если qcX < qc2 , то
qc = 4c'+q‘2 . (4.27)
Если же qcl > qc2 , то qc = qcl.
Сопротивление под нижним концом и по боковой поверхности
сваи определяется путем умножения qc и f на коэффициенты соот-
ветственно аир, т.е. qp = а qc \\fp=$f. При этом fp определяется не
для всей боковой поверхности сваи, а для каждого слоя отдельно.
Коэффициенты аир, зависящие от самих величин qc и fs, могут оп-
ределяться по графикам, представленным на рис. 4.17.
Условный метод Ж. Врио [128] предназначен для расчета сопро-
тивлений забивных свай и предполагает использование зонда II типа. В
этом методе расчета удельные сопротивления грунта под нижним кон-
цом сваи qp и на ее боковой поверхности fp принимаются равными со-
противлениям зондированию соответственно qc и fs без каких-либо по-
правочных коэффициентов. Такой расчет предполагает дальнейшее
уточнение результатов путем статических испытаний свай или допол-
нительных испытаний с помощью того же зонда по особой методике.
Зонд забивается до глубины, соответствующей рассматриваемой глу-
бине забивки сваи, делается перерыв примерно на 1 час, после чего
зонд вдавливается с очень малой скоростью 2,5 мм/ч.
Имеются методы расчета, в которых используются данные, по-
лучаемые пьезозондом, т.е. зондом с пьезометром. Таковым является
разработанный в 1996 году метод Альмейды и др. (см. в [151]).
Удельные сопротивления грунта на боковой поверхности (fp) и под
Нижним концом (qp) сваи определяются по формулам
309
Qp=
где qt - то же, что и в формуле (3.3) - откорректированная
сопротивления грунта под конусом зонда, Величица
ow - то же, что и в формуле (3.2) - природное дав лени
к\ - коэффициент, определяемый по формуле (обычно дД
1 ===4о--.45)
к\ = 12+14,9-log[fe-oTO)/a;.jj
W.30)
о'w - эффективное природное давление,
fe = W9,
: (4.31)
q ЭМ™ри7пский Факт°Р конуса (см. раздел 3 2 3 +
3.4), обычно М, = 10.. .30. Формулу
о)
а
1,2
Рис. 4.17. Графики
определения коэффици-
ентов аир при расчете
методом Дзоу и др. [177]:
а - определения а; б - оп-
ределение р; 1 - глинистый
грунт, 2 - песчаный грунт,
qc ~~ усредненное значение
удельного сопротивления
грунта зондированию в
«рабочей» зоне у острия
(+4 D), fs — удельное сопрО'
тивление грунта на муФте
трения
Т. Лунн и др. [151] отмечают, что такой метод, по сравнению с
рассмотренным выше методом LCPC, обеспечивает меньшие «запа-
сы прочности» (less conservative). Однако каких-либо существенных
преимуществ использования пьезозондов для определения сопро-
тивлений свай нс обнаруживается.
В целом, сравнивая рассмотренные методы расчета с отечест-
венными, можно отметить следующее:
— значительная часть используемых за рубежом методов расче-
та ориентирована на применение различных видов свай (забивных,
буровых, набивных и т.д.), что оказывается возможным без приня-
тия новых расчетных схем: виды свай учитываются путем более
дифференцированного подбора переходных коэффициентов «зонд-
овая»;
— в методах расчета, охватывающих широкую номенклатуру ви-
дов свай, в качестве исходных данных часто используется только
сопротивление грунта под конусом зонда qc (т.е. игнорируются зна-
чения fs или 2Д это, по-видимому, рационально только для свай,
приготовляемых на стройплощадке (буровых, набивных и проч.);
— при определении сопротивления грунта под нижним концом
(подошвой) сваи «рабочая зона», в которой определяется усреднен-
ное значение qCi существенно различается у разных авторов, причем
используются довольно сложные процедуры выбора усредненного
значения q^
— во многих методах расчета установлены наибольшие допусти-
мые значения сопротивлений грунта под подошвой и на боковой по-
верхности сваи, которые нельзя превышать ни при каких значениях
qc'> это представляется рациональным, так как для высокопрочных
грунтов экспериментальных данных накоплено недостаточно.
4.4. Решение технологических задач
4.4,1. Оценка возможности забивки свай имеющейся
сваебойной техникой
Практика применения фундаментов из забивных сваи показыва-
ет, что без подробной проработки вопросов технологии погружения
свай правильная оценка их несущей способности нс гарантирует эф-
фективности выбранного свайного фундамента. В процессе произ-
водства работ может выясниться, что сваи не достигают проектной
отметки, разрушаются при забивке, в результате чего возникают нс-
311
предвиденные задержки строительства, а в ряде случаев nDuv
вносить в проект дополнительные изменения. При больших
работ такие ситуации могут наносить ощутимый эконом,
ущерб. В СССР ежегодно терялось из-за недобивки (и соотве К,,Г1
но срубки) свай около 0,5 млн м сборного железобетона Тствс»ь
В СП 50-102-2003 [93] приводятся формулы для выбора
го молота, известные в отечественной практике уже более
принципиальных изменений за это время не претерпевшие, в Л°Т и
симости от расчетной нагрузки на сваю определяется треб3^11*
энергия удара молота, по которой подбирается марка молота Уе*,ая
чего делается дополнительная проверка - вес молота, сваи ’ П°СЛе
падения ударной части должны находиться в опредеЛен°Та
соотношении с расчетной энергией молота. Кроме того, СП 50 Щ)1
2003 содержат указания по предотвращению разрушения свай
напряжения от удара молота не должны превышать 60%
«нормального» (нормативного) сопротивления бетона сжатию Rbl
Практика, однако, показывает, что все эти указания довольно
слабо учитывают особенности конкретных строек и доля срубки не-
добитых свай в целом остается довольно высокой как в нашей стра-
не, так и за рубежом. Расчетная нагрузка на сваю далеко не всегда
характеризует трудности ее забивки. При наличии прочного несуще-
го пласта, выше которого располагаются грунты малой прочности,
обычно не требуется ни мощных молотов, ни повышенной ударо-
стойкости свай, даже если нагрузка на сваю высока (800... 1000 кН).
Напротив, в твердых однородных глинистых грунтах забивка свай до
проектной отметки может вызывать очень большие затруднения да-
же при сравнительно невысокой расчетной нагрузке на сваю
(500...600 кН). Кроме того, оценка фактической энергии удара моло-
та - вопрос непростой, так как он требует учета множества трудно
прогнозируемых случайных факторов. По этим причинам разные
авторы зачастую приходят к неодинаковым выводам. Сложным и
недостаточно ясным является также вопрос о напряжениях в свае в
момент удара молотом.
Работы специалистов БашНИИстроя (НИИпромстроя) 70..-80-х
годов показали, что наиболее простое решение проблемы пред01
вращения недобивки свай получается при использовании стати*#
ского зондирования [79, 18, 67, 77, 32а]. Независимо от работ Ьа#'
НИИстроя подробные и широкие исследования проблемы пРе^п0.
вращения недобивки и срубки свай были проведены Г.Ф.
вым [58], выводы которого относительно использования
ния практически совпадали с позицией специалистов L-
jSOHflliP063
БашНИИстроя
Рекомендуемый подход основан ,|а
рования легко определяются продень L ’ ЧТ° С Помощ'-Ю зонди-
веем интервале се «промежуточных» гчубинРпо"МС,“,Я СВаи F«> “°
3,.... h, м), которые она «проходит» nn„ 3afi' РУЖе"™ = I. 2,
тает проектной глубины h. На послед™.,.’Прсждс чсм дос™-
чения Fuj служат исходными данными лип ЭТа"е расчста эт" 31и-
отказов сваи „а этих («промежуточных») глуСприм °“,b,x
тому или иному молоту. Используются извест ИР ТСЛЬ1'° к
формулы, связывающие предельные сопротивления «аГс 03““'°“
(с учетом особенностей свай, молотов, ахюртнзаХн пр X'
в наголовнике и т.д.). Далее вычисленные отказы свай I" cnoZ
ются в качестве исходных данных для определения ожидаемого X
личества ударов молота, так как обратная величина отказа есть чис-
ло ударов на единицу длины (глубины погружения). Расчеты обычно
делаются применительно ко всем «промежуточным» глубинам по-
гружения сваи, принимаемым с шагом 1 м, причем отказ также вы-
ражается в метрах.
Hj U$a,i>
(432)
где saJ- ожидаемый отказ сваи, погруженной на глубину Л„ м,
п, — ожидаемое число ударов молота при погружении сваи на
один метр погружения при отказе sa>i.
Таким образом, определив saj - отказ (средний) на каждом (нм)
метре погружения сваи, легко определить и ожидаемые числа ударов
«/, необходимые для прохождения этой сваей каждого (/-го) метра.
Суммируя ожидаемые числа ударов молота на каждом метре по-
гружения п-, (i = 1, 2, 3, ...,//), получают искомое общее число ударов
N, необходимое для погружения сваи на всю рассматриваемую глу-
бину h:
i=h
/=1
Это суммарное число ударов молота N и использустся при оцен-
ке приемлемости конкретного молота для погружения рассматри-
ваемой сваи, так как оно отражает и продолжительность погружения
сваи, и возможность се разрушения (по материалу). Полученное
описанным способом число ударов /V сопоставляется с допустимыми
величинами, выбираемыми по двум условиям:
_ ПО УСЛОВИЮ обеспечения ДОЛЖНОЙ производите^^
пл чябивкс сваи,
- по условию сохранности сваи от разрушения.
В символах это может быть выражено зависимостями
рч
проч.
где N - ожидаемое число ударов рассматриваемого молота дп
гружения сваи на заданную глубину h, По.
N,, Л',1р<,ч - допустимые числа ударов соответственно по уСЛОй
обеспечения требуемых темпов (производительности) сваебойн"0
работ и по условию сохранности сваи от разрушения. Ых
В настоящее время забивка свай чаще всего ведется дизель
молотами (трубчатыми или штанговыми). Практика показывает, Ч10
фактическое количество ударов дизель-молота зависит от множества
случайных факторов: качества работы молота в конкретных грунтовых
условиях (уменьшение высоты подскока молота, особенно характерное
для штанговых молотов), состояния амортизационной прокладки, раз-
личия между сопротивляемостью сваи в момент забивки и последую-
щий период и т.д. Суммарный эффект этих факторов обычно увеличи-
вает расчетное число ударов N по сравнению с фактическим.
На рис. 4.18 представлены результаты сравнения фактических и
вычисленных описанным способом чисел ударов молотов на различ-
ных площадках по данным В.М. Еникесва [32]. Отказы определялись
в соответствии с формулой, приведенной в п. 7.3.7 СП 50-102-200j
под номером (7.20) [93]. Как видно из рис. 4.18, вычисленные числа
ударов в большинстве случаев в полтора-два раза превышали их
фактические значения. Учитывая, что требования к точности таких
расчетов ниже требований к определению несущей способности
свай, упомянутые неточности определения величин N можно лег
компенсировать поправочными коэффициентами, устанавливав
ми путем пробной забивки свай в аналогичных грунтовых услов!
Для выполнения условия (4.34) необходимо уточнить веди
т.е. максимально допустимое число ударов молота, при которО'•
изводительность должна удовлетворять поставленным TPef^ веде-
акая величина, естественно, зависит от конкретных условии
ния ра от, однако многолетняя практика показывает, что ДпЯ тЬ $•
стаа о ъектов массового строительства целесообразно пРиЛ сваП?
число ударов, которое будет соответствовать погрУя<еЛ
Рис. 4.18. Сравнение вычисленных чисел ударов молота с Ф^™чсскп
установленными при забивке сваи (сваи - призматиi
железобетонные, грунты части
а - при использовании труочатого дизель . ' относящиеся
1250 кг; б-то же массой 1800 кг. Линиями “^"“с'"жсн„я
к одной и той же свае при разной глуоине ее оогруж
315
УСЛОВИЯ (^эг-иеиотодпти уСТан0!1||Т,--
Для ВЫПОЛНИ У т е максимально допустимое
один критерии ' ом Не происходит разрушения свай т '10
ударов молота’ Р я ударной стойкостью применяемых свай3*”
личина o"PX^T\ X случайных факторов, среди ко
^^чснГи" ест качество изготовления свай. Тем не 5
Тируясь на наиболее типичные ситуации, можно с Достаток
оценивать ударную стойкость сваи в зависимости 0
Гпюа (марки). Этот вопрос был подробно изучен Г.Ф. Новох^
Вым Г58] который провел обширные экспериментальные исслеД0Ва.
ния «выносливости» свай, включающие разрушение сотен железобс-
тонных свай различных типов молотами разной мощности при раз.
ных режимах их работы. Ударная стойкость оценивалась по Двум
параметрам:
- параметр динамического упрочнения показывающий, во
сколько раз при однократном нагружении (.V 1) динамическая проч-
ность материала сваи Ru превосходит статическую прочность R„f т>е.
А"ду =
- параметр долговечности Ки, характеризующий сопротивляе-
мость материала сваи многократному приложению динамических
нагрузок.
Предложенная Г.Ф. Новожиловым классификация свай
по ударной стойкости, включающая шесть классов, приведена
в табл. 4.20. Параметр динамического упрочнения Кду в этой табли-
це дается в виде дроби, отражающей две стадии разрушения: нача-
ло разрушения - числитель, начало трещинообразования - знаме-
натель. Как видно из табл. 4.20, наибольшей ударной стойкостью
обладают сваи со сталефибробетонной головой, т.е. головой, вы-
полненной из бетона, дисперсно-армированного стальной фиброй -
отрезками тонких стальных волокон (чаще всего из проволоки).
Наличие поперечного армирования, использование керамзитобето-
на обеспечивают при прочих равных условиях повышение удар0*
стойкости свай.
н "гТ" 4’19 приведены графики выносливости свай, построен
ных исследовашГ1ОВЬ1М НЭ основе УПОМЯНУТЫХ эксперименталь
марки сваГнГп Ударов молота определяется в зависимости °*
(Х..“ * « - “Т.?
молотом. Наппяжрш Жетона, и - напряжения в свае при У^
в [58]); ИЯ а опРеДеляются по формуле НИИОСП (
(4.36)
где Эр - расчетная энергия молота, кДж (МНм), принимаемая
ответствии с СП 50-102-2003 [93] равной:
в со-
для молотов подвесных или одиночного действия Э = GH
— для трубчатых дизель-молотов Э = 0 9*G//
-для штанговых дизель-молотов Э = Q4-GH-
G, Н - соответственно вес, МН, и высота падения, .м, ударной
части молота;
Еь модули упругости прокладки наголовника и бетона сваи (в
большинстве случаев Es = 400...600 МПа, Еь = (2,4...3,0) -104 МПа);
L, А — соответственно длина и площадь поперечного сечения
сваи, м, м2;
з- - толщина амортизационной прокладки в наголовнике, м;
Q, q — соответственно вес сваи и ударной части молота, МН.
Для забивных свай обычно используется бетон свай классов
В20...В25, для которых соответственно R„ = 20...25 МПа.
Таблица 4.20
Классификация забивных свай по ударной стойкости
(по Г.Ф. Новожилову [58])
Классы Марка свай (по ГОСТ или ТУ) Наименование конструкций свай Параметры
^ду Ад
1 2 3 4 5
I Низко- ударо- стойкие СЦ, СПН СЦ, СЦп Призматические железобетонные, керамзитобстонные: с круглой полостью сплошные с центральным располо- жением арматуры 2,8/2,7 0,8
II Малоуда- ростой- кие с Железобетонные сплошные с попе- речным армированием (нснапрягас- мая стержневая армату ра) 3,3/3,2 0,8
317
~ i Г ш Средне- ударо- стойкие СК СФ-1 3 Сплошные с поперечным армирова- нием: керамзитобетонные железобетонные со сталефибробе- тонной головой горизонтального Формования (ц= 1%) __4 3,4/3,3 -15^3 0,8 0,8
IV Малоуда- ростойкие СН Железобетонные сплошные с попе- речным армированием (напрягаемая стержневая арматура) 3,2/3,0
V Ударо- стойкие СФГ-1 Железобетонные сплошные с попе- речным армированием ствола со сталефибробетонной головой верти- кального формования при ц= 1% 3,9/3,6 0,8
VI Высоко- ударосто йкие СФГ-2 То же при р = 2% 4,1/3,8 0,8
сваи
о - наппя»м!)а^ИК выносливости железобетонных забивных сваи |581
ле (4 36) R ИЯ * Г°Л0Ве СВаи ПРИ УдаРе молотом, определяемые по ф°Р‘
г r/^vnnc сваи. Сплошные —-
Рассматриваемых марок(сн“с,'СФ-1
318
U - 1Я>
пунктйпныр'"’Jo **"* ^"лишные линии соответствуют началу paW
Pa™«™B;S ^нообразования. Описание конструкции J
гарок (СН, С, СФ-1 и т.д.) приведено в табл-
Таким образом, рассчитав по формуле (43fi, пп
мого типа сваи и сваебойного устройств k ? Д рассматРнвас-
и соответственно найдя величину «//? папРяжсш,с при ударе и
Лроч ~ <>» (рис. 4.19) число^ ХГТ П° Графику
разрушение сваи N„Путем сравнения ожидаемого В,“ощсс
зондирования) числа ударов N с полученной величиной™ Т”
навливается возможность забивки свай без и* "р°ч У
блюдсние условия (4.35). “ РазРУшс""я, т.е. со-
Расчеты показывают, что сохранность свай при забивке доста-
точно надежно обеспечивается при использовании свай со сталсЬиб
робетоннои головой марки СФГ-1 и СФГ-2 (табл. 4.20). При забивке
же обычных стандартных сваи в прочные грунты разрушения свай
удастся избегать не всегда. В табл. 4.21 приведены определенные по
формуле (4.36) и графику на рис. 4.19 значения W,lp,, для малоударо-
стойких свай марки «С» и «СН».
Таблица 4.21
Числа ударов, не вызывающие разрушения свай марки «С» и «СН»
длиной 10 м, сечением 0,3x0,3 м
Мар- ка свай Вид молота, масса удар- ной части, высота паде- ния Вид и толщина проклад- ки Класс бетона Число ударов, при котором начинается:
Штанго- вый, 2,5 т, при высоте падения ударной части в м Трубчатый, 1,8 т, при высоте па- дения удар- ной части в м треши- нооб- разо- вание полное разру- шение головы сваи
1 2 3 4 5 6 7
СН 1 Дубовая, 5 = 0,15 м В20 500 900
То же 2,2 То же То же 160 300
- » - 1 - » - - » - 300 600
-» - 2,8 - » - - » - <50 85
-» - 1 Дубовая, 5=0,2 м В25 900 >2000
-» - 2,2 То же То же 350 700
-» - 1 -» - - » - 700 1400
2,8 - » — 150 270
с 1 Дубовая, 5 = 0,15 м В20 700 1200
319
В расчетах принималось, что сваи изготовлены из тяжелого ж
зобетона классов В20 и В25 (модули упругости 2,4-104 и 2,7-104 МгГ
кубиковая прочность = 20 и 25 МПа соответственно), имеют длин
10 м, сечение 0,3^0,3 м; прокладка дубовая с волокнами, расположен"
ными вдоль действия удара, толщина 0,15 м и 0,20 м (модуль упруг*
сти 480 МПа). Высота падения ударной части принималась при штан-
говом молоте равной 1 м и 2,2 м, при трубчатом - 1 м и 2,8 м, так как
при неполном подскоке ударной части фактические высоты ее паде-
ния обычно находятся в таких пределах.
Как видно из табл. 4.21, прочность свай сильно зависит от толщины
прокладки, прочности бетона свай. Во многих случаях, варьируя только
этими факторами, вполне можно предотвращать разрушение свай.
Приведенная методика оценки возможности забивки свай не яв-
чаГсп^пТп?е™°ДпБольшинство методов выбора молотов (вклю-
ческого ?пн 93 ) Не прсдУсматривают использование стат-
ный метоп „ДИ“- Однако пРактика показывает, что изложсн-
чие методы °RCB°CH Реалистичности и надежности превосходит про-
[931 согласно ЧасТНОСТИ’ Упомянутое ограничение СП 50-102-2003
железобетонной свяе°МУ Максимальные сжимающие напряжения в
нормального сопплт ПрИ УДарс молота не должны превышать 60%
практической точки^оен беТ°На На сжатие представляется с
прету применения б ИЯ неРеалистичным. Оно равносильно за-
отечественной пппмшЛЬШИНСТВа стандартных свай, выпускаемых
сваи малой ударной Ленностью- Как видно из табл. 4.20, даже У
гут втрое превышать ^б°СТИ <<^>>’ напряжения при ударе м0'
бетона, совершенно не (Не пРизм*нную Я J) прочность
Хотя изложе разрУШаясь.
числа расчетов, при пРедполагает выполнение большой
грамм не возникает ника™”*1 Соответствующих компьютерных пр°
Никаких затруднений. Напротив, проектирова,,,1С
320
технологии свайных работ становится простой, удобной и эффек-
тивной процедурой. Специалисты БашНИИстроя с 70-х годов ис-
пользуют собственные программы расчета чисел ударов, т.е. еще с
периода, когда компьютерная техника находилась на первых этапах
своего развития.
Как показывает практика, рассматриваемые вопросы целесооб-
разно решать нс в процессе составления проекта производства работ,
а ранее, при разработке конструктивной части проекта, т.е. при вы-
боре конструкции свайного фундамента и соответственно длин свай.
В противном случае могут возникать серьезные проблемы, связан-
ные с необходимостью переработки конструктивной части проекта.
Такой подход к проектированию свайных фундаментов, т.е. совме-
щение решения технологических вопросов с конструктивными, от-
крывает ряд перспектив повышения эффективности свайных фунда-
ментов.
В первую очередь это относится к самому принципу выбора
глубин погружения свай. В течение длительного времени считалось,
что обязательным условием надежности свайного фундамента всегда
является не достижение сваями проектной глубины погружения, а
только достижение проектного отказа (забивка до заданного отказа).
С такой точки зрения наличие в свайном поле недобитых свай («по-
пов») и их срубка представляет нормальное явление, и напротив, по-
гружение всех свай строго до заданной отметки рассматривается как
признак недоиспользования возможностей свайного фундамента, как
принятие заниженной несущей способности. В пользу забивки до
заданного отказа говорило и то, что при ней обеспечиваются тре-
буемая сопротивляемость каждой сваи, относительная стабильность
этой сопротивляемости в пределах свайного поля. Наконец, как от-
мечалось, такая забивка позволяет максимально использовать сопро-
тивляемость основания при имеющемся молоте.
Все это могло быть достаточным аргументом, если не рассмат-
ривать потери железобетона из-за недобивки и срубки свай. Реаль-
ные грунты неоднородны и при забивке свай до заданного отказа
глубины погружения этих свай всегда будут различны. Глубину по-
гружения свай приходится принимать, ориентируясь на участки с
наименее прочными грунтами. В результате большинство свай мо-
жет не достигать принятой глубины и потребуется их срубка.
На рис. 4.20 представлены две идеализированные схемы погру-
жения свай. На схеме «д» сваи длиной h погружаются до заданного
отказа на глубину /:±ДЛ (предполагается, что отказ достаточно мал и
после его достижения последующая забивка технологически нецелс-
21 Заказ 1141 Д')!
------------------ии«я недои"0^0 " Z u"> a Макс,,
л Пусть средняя срубки должен быть равным л>
«*”!з, «—“«s ф,““т’
маЛ" _ число свай, на <* No6ul из свай, погруженных тем ’’
Хший ТУ *<= °еб^а2й отметки. Унифицированная глу^
молотом, но У*е я , принята равной h0 h Мг, так как На
’Сужения должна ве удастся погружать без нсдобивки. Ес.
Хую глуб1,НУяГе глубиной погружения h0 будут иметь меньщ^
тественно, что сваисглу количество приДется увеличить на нек0.
иесушую способность дополнительные сваи закрашены
тоРую величину ДМ» на обеИх схемах имеются одинако-
черным цветом}. 1акимв и их фрагмеНты. На схеме «б» Это
вые части - незакраше _ часть свай от уровня w
объем п сваи длиной ь забивка) до уровня, соответствующего
верхность, с которой матсриалоемкость рассмотренных двух
глубине h0. Очевидно, < ашенными частями». Если объем до-
схем будет определи ь превзойдет суммарный объем сруб-
полнительных сваи н ия свай (ниже глубины h0), то мены
ки и дополнительно - У соответствовать схеме «о» - погруже-
шая материалоемко у в ПрОТИвном случае меньшая мате-
“ * ” —
свай «до заданной отметки».
Рис. 4.20. Схемы погружения свай до заданного отказ» (
и до заданной отметки (б)
Учитывая, что объем срубки в схеме «а» равен объему «допол-
нительно заглубленных» частей свай, можно сказать, что погруже-
ние свай «до заданной отметки» обеспечит меныиую материалоем-
кость, если объем дополнительных свай не превзойдет удвоенного
объема срубки недобитых свай. Такой критерий является прибли-
женным, в том числе потому, что конструкция фундамента, вид ро-
стверка тоже имеют значение, а стоимость железобетона заглублен-
ной части свай несколько выше стоимости незаглубленной (срезае-
мой) части. Однако это нс принципиальные ограничения и на прак-
тике ими довольно часто можно пренебрегать.
В работе [49] приводится подробный теоретический анализ
рассмотренных выше двух схем и делается вывод, что определяю-
щим фактором в выборе схем погружения свай является интенсив-
ность нарастания несущей способности свай с глубиной. Предла-
гается критерий целесообразности погружения свай до заданной
отметки
(4.37)
где F и h - несущая способность (кН) и рассматриваемая глубина
погружения (м) свай;
iF = — - интенсивность нарастания несущей способности с
V S/7 )
ростом глубины погружения свай на 1 м (кН/м);
р - величина, при низком ростверке р = 0,8, в остальных случаях
Н = 0,6.
Если увеличение глубины забивки (в рассматриваемом интервале
глубин) на 1 м увеличивает несущую способность свай не более чем
на 100 кН, то в большинстве случаев это означает целесообразность
погружения свай до заданной отметки. Если наблюдается более ин-
тенсивный рост несущей способности, более целесообразным оказы-
вается погружение свай до заданного отказа. Для висячих свай это
обычно увеличение их длины (на 1...3 м), т.е. принятие более высо-
кой несущей способности. Практически это означает, что при нали-
чии четко выраженного несущего слоя для опирания свай необходи-
ма забивка до заданного отказа. В большинстве же случаев, т.е. когда
несущая способность нарастает с глубиной более или менее равно-
мерно, эффективным оказывается погружение сваи до заданной от-
метки. В частности, в Башкортостане такие условия встречаются на
21
323
__________________________ аллювиальные^ vr Дилювиальна
' ^скгов 'We°6Si способность сваи 10 м сеченИе'
80 ^типичная несуш
rU'-«aH^ в преД^ Здания свай не обязательно д0ЛЖ1)а
0 3*0,3 м лглубины погрУ овые условия в различны*
УниФ«^и „лошадку- Ес* ^пичак)ТСя и можно выделить 30_
«хваТЬ1ВаТппошаДКИ сУШССТВАолее слабыми грунтами, то по данным
участках пл°*“ ымй или более разделение территории
в» с 6°^ Тиелесообразно п
^каждого из которых принимается
30НД^ВнаИучнякй’ ” ПРйинаапогрУ»ения свай.
объекта Т ,,товарная глубина по w до заданнои отметки щ
свояуи«Ф“4^ ов при погрУ» иоритетное значение и стане-
Контрол утрачивает св пр бок> допущенных при
ИСИ”°Ч^дХ предогвра^
’вдпример, когда незамеченным
^иГизыскательских ’ ок> засыпанная выемка и т.д,
п₽ « какой-либо «слабый» У Коитрольныи отказ при по-
^обходимо принимать ДРУ™етки можст устанавливаться новы-
“ужении на ВОЗМа°зоОС1оуГбТльХ веХны,
5Хон вполне = б- -ич-ой>> формуле) принят.
Лсмва зеленых работ, угиюшнения
4.4.2. Вопросы »РОии^репЛения оснований
Статическое зондирование может использоваться при рсшон.т
многих вопросов технологии работ нулевого ,
сваями, решаемых как на стадии проектирования, так и в ход
тельных работ. Такие вопросы могут включать. П00ектов
- оценку разрабатываемое™ грунтов (при состав
производства земляных работ); грунта пр
- текущий контроль качества укладки и уплотнения
возведении насыпей; закреп-
- контроль качества работ по улучшению (уплотненш
лению) естественных слоев грунта или уже существующих ,^3-
- контроль качества усиления оснований существуют11
ментов при реконструкции зданий и сооружений. групп10*
Оценка разрабатываемости (трудности разработки)
по данным статического зондирования обычно не считается в цццс
первостепенной важности, так как подобная задача может в п с,
решаться и без применения зондирования. Однако быстрота
визна зондирования делает его весьма желательным методом и в этой
сфере инженерных задач. Согласно российским нормам [31] класси-
фикация грунтов по трудности разработки, перемещения и укладки
основывается на их инженерно-геологической идентификации незави-
симо от наличия или отсутствия статического зондирования в составе
изыскательских работ. Тем не менее при включении в программу изы-
сканий статического зондирования работа по идентификации грунта
выполняется быстрее и точнее, в связи с чем эффективность оценки
разрабатываемости грунтов в таких случаях также существенно по-
вышается. Учитывая, что методы идентификации литологических
разновидностей грунтов по данным статического зондирования разра-
ботаны достаточно подробно (см. раздел 3.1), их специализация при-
менительно к оценке разрабатываемости грунтов представляется дос-
таточно реальной и целесообразной.
Проблема «прямого» использования статического зондирования
в рассматриваемом направлении привлекала внимание исследовате-
лей в основном в 50...60-е годы XX века. В дальнейшем внимание
специалистов сместилось в сторону вопросов определения несущей
способности свай и оценки свойств грунтов, так что публикации по
этому вопросу стали крайне редкими. Однако первоначально полу-
ченные эмпирические закономерности своей ценности не утратили и
с теми или иными поправками могут использоваться и в настоящее
время. Следует лишь учесть, что классификации грунтов по трудно-
сти разработки за истекшее время уточнились, причем в разных
странах они несколько различаются. На рис. 4.21 показана в качестве
примера зависимость разрабатываемости грунта от его сопротивле-
ния под конусом зонда qc> полученная еще в 50-х годах немецким
специалистом Г. Кюном (см. в [11]).
В связи с тем, что Г. Юон употреблял терминологию, отличную
от современной, рис. 4.21 требует некоторых пояснений. Под «очень
прочно связными» грунтами (на рис. 4.21 обозначены «I»), по-
видимому, следует понимать глины высокой степени литификации с
цементационными связями. Таковыми могут быть и сцементирован-
ные пески. «Прочно связные» грунты (II) - грунты такого же вида,
несколько менее прочные. «Среднесвязный» грунт (III) - суглинки,
супеси, заиленные пески. Под «слабосвязным грунтом» следует по-
нимать в первую очередь четвертичные пески (аллювиальные, делю-
виальные и проч.) без цементационных связей.
По разрабатываемости Г. Кюн разделяет грунты на 6 классов в
соответствии с действовавшими в Германии того периода правилами
(табл. 4.22).
325
пКатываемости грунта с помощью статического
№ 4.11. О,»»- "™ " « Г- «•>>* .
' „н rnvHT II - прочно связный грунт, III - средне-
*3 .гр Iу-НслабоРсвязный грунт; 1...6- классификационные
связный грунт, IV 6атываемости согласно немецкому стандарту
ПОДТоВХовТ- УДеяьное сопротивление грунта под конусом зонда
Классификация грунтов по разрабатываемое™, принятая Г. Кишом
Класс по раз-
рабатывае-
мое™
Характеристика грунта
2
6
грунт очень легко разрабатывается лопатой*—_
Грунт легко разрабатывается лопатой —
Грунт трудно разрабатывается лопатой -------
Грунт легко разрабатывается киркой__________
Грунт трудно разрабатывается киркой ---------
Грунт с большим трудом разрабатывается киркои
♦ у Г Кюна
рами. Дается характеристики грунта 1 класса, добавлено авто*
Р^Деляи^1111 Действует ►»
13,1 ,w"“
Ног° метода разработки.
Таблица 4.23
Классификация грунтов ио трудности ручной разработки,
принятая в ЕНиР [31 ]
Группа грунта Способ рыхления _
I Лопатами
II Лопатами с частичным применением кирок
III Пневматическими отбойными молотками или лома- ми
IV, IVp, Vp, V-VII и мерзлые грунты всех групп Пневматическими отбойными молотками или клиньями
Как видно из сопоставления табл. 4.22 и 4.23, классы по Г. Кюну не-
сколько отличаются от групп по ЕНиР. Номера групп по ЕНиР соответ-
ствуют более высоким номерам классов по Г. Кюну: I группа по ЕНиР
примерно соответствует классам I...2 по Г. Кюну, II группа - классам
3...4, III группа — классам 5.. .6, IV и последующие группы предполагают
прочные грунты, которые уже не охватываются табл. 4.21. Тем нс менее,
вводя соответствующие поправки, зависимости Г. Кюна, приведенные на
рис. 4.21, вполне можно использовать в современных условиях.
Обращает на себя внимание важное обстоятельство: при одном и
том же значении qc, согласно Г. Кюну, грунт может относиться к
разным классам (и, следовательно, группам по ЕНиР) в зависимости
от степени связности его частиц. С уменьшением связности труд-
ность разработки снижается. Например, при qc = 3...5 МПа глини-
стый грунт должен относиться к 3 классу (II группе по ЕНиР), а пе-
сок — к 1.. .2 классам (I группе по ЕНиР) и т.д.
Оценка грунтов по трудности разработки существенно упроща-
ется, если рассматриваются грунты конкретного региона, характери-
зующиеся обычно ограниченной номенклатурой. В качестве примера
в табл. 4.24 приведены критерии оценки, используемые в Башкир-
ском Предуралье, где пески и супеси встречаются редко (как прави-
ло, только в виде русловых отложений больших рек), преобладают
аллювиальные и делювиальные глины и суглинки.
Практика выполнения земляных работ показывает, что полез-
ность статического зондирования наиболее заметно проявляется, ко-
гда на малых глубинах встречаются пласты и линзы скальных пород.
Хотя зонд и не может их прокалывать, кровлю и конфигурацию в
плане таких пластов зондирование позволяет определять быстрее и
точнее, чем любой другой метод.
327
Тсгб^
„ nIIPIlKa трудности ручной разработки rnvi^
Приближенна^ Башкирского Предуралья °п»
9оМПа
I,0...3,0
ппа
глинистого
I
II
— III
IV и выше
I!S£!ajioro
—
JI И ВЬПпр
Зондирование позволяет оценивать при! одность тех или и
землеройных машин по величине ожидаемого усилия резания д
этого существуют эмпирические зависимости, предназначающие1151
для использования в условиях конкретного региона. Практика поГ
зывает, что получение таких зависимостей не представляет пробде
мы и может выполняться для любого региона путем анализа местно-
го опыта выполнения земляных работ.
Статическое зондирование находит широкое применение при
контроле качества уплотнения грунтов как при возведении насы-
пей, так и при уплотнении (или упрочнении каким-либо другим спо-
собом) естественных слоев грунта и уже возведенных насыпей.
Текущий контроль качества укладки и уплотнения грунта при
возведении насыпей предполагает оценку насыпного грунта на не-
большую глубину, соответствующую толщине отсыпаемого слоя
(0,2...0,5 м). В таких случаях использование тяжелых или средних
установок со стандартными зондами, как правило, нерационально. В
этих случаях технологическим требованиям вполне удовлетворяют
простейшие приспособления - ручные зонды-щупы, показанные на
рис. 1.19 а, б, или аналогичные устройства, работающие на принципе
динамического зондирования, т.е. предполагающие погружение на-
конечника не вдавливанием, а ударами. Последние отличаются наи-
большей простотой, в связи с чем именно они чаще всего использ)
ются для контроля плотности насыпей. В мировой практике приме
няется множество типов таких устройств. В СССР наиболее
применялся ударник ДорНИИ, в котором погружение стержня с н
конечником производилось грузом 2,5 кг, падающим с высоты ,
в качестве критерия использовалось число ударов на Ю см п°
е™1 наконечника). Тем не менее ручные зонды-щупы, п0^ HOfi
практакеВЛИВаНИеМ’ довольно широко используются в зарУ
Вес эти устройства просты, падежи,. „„
особой степени нуждается в привязке к w’„ Д"ак° ИХ пРимсвсние в
конкретной насыпи. Необходимы локадьниеТ ®°3ведс11ия каждой
мости, связывающие контролируемый локте ,пиричсскис зависи-
ность грунта) с результатами измерений - числом ударов на 10 ст.
погружения, усилием вдавливания и проч. Такие зависимости далж
ны устанавливаться (или по крайней мере корректировать^) пст.мс-
нитсльно к каждому конкретному случаю, т.е. применительно к при-
средствам измерений ус-
ловиям измерении и т.д. Очевидно, что упомянутые простейшие
средства полевого контроля всегда должны использоваться в ком-
плексс с другими методами, достоверность которых не вызывает со-
мнений (обычно это отбор монолитов грунта с их стандартной лабо-
раторной обработкой). Такие методы могут применяться в мини-
мальных объемах и служить эталоном для получения упомянутых
выше эмпирических (тарировочных) зависимостей.
Естественные слои грунта и существующие насыпи в ряде
случаев могут требовать дополнительного уплотнения (упрочнения),
когда, например, принимается решение об их использовании в каче-
стве оснований. В этих ситуациях уплотнение ведется нс послойно, а
сразу на значительную глубину (глубинное уплотнение). Естествен-
но, что для контроля состояния грунта применение простейших уст-
ройств типа ручных зондов-щупов исключается. Эффективными мо-
гут быть лишь установки статического зондирования, способные по-
гружать зонд на значительные глубины (например, до 15...20 м).
При этом статическое зондирование используется, как правило, в
комплексе с традиционными методами оценки грунта (обычно это
бурение с отбором монолитов и лабораторной их обработкой).
Для отечественной практики наиболее характерно уплотнение
лессовых и лессовидных суглинков, обладающих просадочными свой-
ствами, так как такие грунты занимают значительную часть террито-
рии России, особенно в южных регионах. В этих случаях чаще всего
применяются методы ударного трамбования, а при большой толщи
не — грунтовые (песчаные) сваи, глубинные взрывы и проч, связи с
тем, что в подобных ситуациях строителя интересует собственно н
увеличение плотности, а ликвидация просадочных сво“^т nag0Dal
основным средством контроля является отоор плотно-
торная их оценка. Тем нс менее достижение °"^‘можетслужеть
сти, легко обнаруживаемое по данным зондир ‘ уплотняСмого
косвенным признаком утраты npo^"1“LCKTllB11o использовать-
грунта. В этой связи зондировали
329
------------„папства умень1^-^1 скважин п _
СЯ ” Т Оолитов, так как на большей части обрабатывав, J,.
расмых м°“° выполняться взамен таких скважин. ОЧСВ11 р’
РИТОРо всех случаях необходимо подтверждение коррсляц„и «*>,
Хь». зондирования и контролируемыми характеристик
и, конечно, установление соответствующих эмпир,,^
Гостей для каждой конкретной насыпи. «х
В зарубежных публикациях сравнительно мало внимания УДИя
ся уплотнению или закреплению просадочных глинистых грунтов, Од
нако очень хорошо проработаны вопросы глубинного уплотнения^,
ков. Для этого широко используются методы, основанные на примени
нии вибрации (виброуплотнение). В работах некоторых зарубежных
специалистов уплотнение грунтов молчаливо понимается только как
виброуплотнение песков. При таком уплотнении вибрирующий сталь-
ной снаряд (обычно цилиндрической формы) погружается в грунт по-
средством гидравлического размыва, а образующаяся скважина, по
мере извлечения снаряда, заполняется сортированной зернистой за-
сыпкой с уплотнением. Образующаяся плотная колонка имеет тесный
контакт с окружающим грунтом. Погружение виброснаряда может
осуществляться и без применения гидроразмыва (виброфлотации).
Очевидно, что при решении вопросов контроля качества уплотне-
ния песков роль статического зондирования особенно повышается,
так как отбор монолитов из таких грунтов всегда вызывает затрудне-
ния и требует применения специальных грунтоносов (пробоотборни-
ков). В этой связи статическое зондирование находит широкое приме-
нение не только для контроля степени уплотнения таких грунтов, но и
для оценки приемлемости для них самого метода виброуплотнения.
На рис. 4.22 приведена карта-схема Т. Лунна и др. [151], позво-
ляющая на стадии изысканий давать рекомендации по таким вопро-
Са?’ С°гласно эт°й карте-схеме, при фрикционном отношении ffle?
» о, а также при qc < 1 МПа виброуплотнение грунтов невозможно,
рактически это означает, что подавляющее большинство глинистых
дп ВИ роуплотнению не поддастся. Прочные грунты, в которых
^п“ > 70 МПа’ “ не поддаются уплотнению, но в
Сле^<^гНеНИИ’ ПОВИДИМОМУ, не должно быть необходимости.
игнорируется0™0™1^ ЧТ° В пРиведенной на рис. 4.22 каРте’СХ^о0(
которые поддают^еСТВ°ВаНИС лессовых и лессовидных СУГЛ11В
терны довольно уплотнснию> несмотря на то что для них х Р
по-видимому, составй Ие ^рикционные отношения (ffac к0.
торых сведения о ТеЛИ расп°лагали исходными данным11»
аких хунтах отсутствовали.
Фрикционное отношение f* / qc, %
Легко поддаются Поддаются уплотнению
уплотнению с затруднением
Не поддаются уплотнению
Рис. 4.22. Карта-схема Т. Лунна и др. [151] для определения
возможности применения виброуплотнения. Номера зон 1-12
соответствуют тем же грунтам, что и на рис. 3.3
В качестве критериев достижения требуемой степени уплотне-
ния песков Т. Лунн и др. допускают использование двух показателей
и соответственно двух подходов:
— минимальную относительную плотность песков Ij (см. разд.
3.2.5), т.е. «косвенный» подход,
- минимальное удельное сопротивление под конусом зонда qCy
т.е. «прямой» подход.
Второй показатель - минимальное значение qc значительно
удобней, но его установление может быть сопряжено с рядом труд-
ностей, так как он зависит от дополнительных факторов, в том числе
начальной плотности, глубины и т.д. По этим причинам Т. Лунн и
Др. рекомендуют подходить к этому вопросу осторожно, с учетом
накопленного местного опыта, при этом считают целесообразным
использовать нс qcy а его откорректированную величину - нормали-
зованное сопротивление грунта зондированию qc\
(4-38)
331
что и о
^осфеР^^^ °Т C06CTBCHHW°
' вСР"*Хн•««* ,да5есное’ нсД0СТаТ°Ч1Ю ИЗУЧ°Ш,0с "*•
„унта в тех *° отМСчаЮТ в течение некоторого ВрСМС111)
П>У т Лу„н и ДРдае точности грУ нения грунта (трамбоваИ11.
пенис - В03£ния ДйВаМИ™СеХ^ся экспериментами многих спс.
после ^" возрастание п°д«еР^ения qc возрастают без изменений
ем). Такое во Р сопро^вл ок насыпи. ~
цналистов. ПР и без увеличен исспедОвании Д. Шмертмад.
порового лавл деНы Резулв ение после выполнения трамбо-
на (см. в В3 «’ пласт заиленн вОзрастания удельного сопро-
ВаНИЯ’2ГАнализируются Резу^личной степени уплотнения - раз-
Флорида). А этом идарге при раз единицу объема. К сожалс-
WBneHMB’естве уплотняющих удар все получаемне
Н0М К°п Шмертманн обоЗНаЧа!?, "(кружками), что затрудняет оцен-
ку разброса знач
с. 4.23. Возрастание сопротивлений грунта qc после глубинного
q -vnpnku/ro Динамического уплотнения: .й
момент с°противление грунта под конусом зонда в рассматриваем
смени г, - то же непосредственно после уплотнения
Как видно из
<?Лсо за 70...7 5
леВце грУ10®
рис. 4.23, относительное “"^""зрастал0 0
дней после уплотнения существенн срСдст^
сопротивление через t дней, qco - сопротивление
после уплотнения). Это возрастание зависело от степени уплотне-
ния: при двух уплотняющих ударах на единицу объема qjqcn возрас-
тало в 1,4 раза, при шести - в 2,4 раза.
Аналогичные результаты получены и другими авторами, рабо-
тавшими в разных странах. При этом было установлено, что ско-
рость рассматриваемого процесса зависит от температуры. У.А. Чар-
ли и ДР- (см. в [151]) получили эмпирическую формулу
qc/qco= 1+К-logN, (4.39)
где qc - удельное сопротивление грунта под конусом зонда через N
недель после уплотнения,
qco - то же в первую неделю (сразу после уплотнения),
К -эмпирический коэффициент, зависящий от температуры.
На рис. 4.24 приведен график, отражающий зависимость коэф-
фициента К от температуры. Как видно из этого графика, повыше-
нию температуры от -10 до +30 °C соответствовало повышение К
на два порядка (от 0,02 до 1,0). В частности, согласно формуле
(4.39), через 10 недель после уплотнения qc повысится при темпера-
туре +5 °C на 9% (К = 1,09), при +25 °C - на 70%.
2,0
1,0
0,1b-
0,02
-10 0
]0 20 30 40 50
Температура (°C)
Рис. 4.24. Зависимость эмпирического коэффициента К
в формуле (4.39) от температуры (по У.А. Чарли и др.)
— достоверное lb W-J— v — 0ыТь
ПО'Вбо X ширтком диапазоне условии, тем не менее резУЛьJ ’
всрена в более шр 6ольшим вниманием отнестись к явлс(1И|0 П'
расчета в частностн, становится очевидным, что оцп?'
ХтаХубинного уплотнения песчаных грунтов методом з?
Р У Д^Я целесообразно проводить путем многократных измерен 2
(зоадирований) в течение нескольких недель (8... 12 недель) „о^
выполнения уплотнения (или его этапа). ~
Контроль качества усиления основании существующих фунда.
ментов обычно требуется при использовании инъекционных методов
закрепления грунтов оснований (химическое, физико-химическое
закрепление). Это связано с тем, что процесс закрепления грунта п
тем инъекции в него тех или иных растворов всегда является «скры.
тым» и неоднородность закрепленного массива требует особенно
тщательного контроля. Для этого необходимы зондировочные уста-
новки, способные погружать зонд на глубину, соответствующую
глубине закрепления, причем усилия вдавливания должны быть дос-
таточными для прокалывания закрепленных слоев. Такая возмож-
ность возникает, когда закрепляемый грунт превращается не в
скальную породу, а лишь в более прочный грунт, не исключающий
прокалывание его зондом. Положительный опыт подобного контро-
ля имеется в Республике Башкортостан, где уже многие годы для
усиления оснований применяется химическое закрепление водона-
сыщенных глинистых грунтов щелочью (NaOH) [14]. При таком за-
креплении увеличение прочности грунта сравнительно велико: оно
обычно соответствует возрастанию qc в 3...10 раз. На рис. 4.25 при-
водятся результаты проверки закрепленного основания зондирова-
нием (установкой С-832).
4.5. Оценка опасности разжижения песков
Под разжижением грунтов обычно понимается процесс их
Р^ращения при определенных условиях в тяжелую вязкую ЖИД*
тепмим отечественн°й литературе для этого чаще используется
рого п?п^Ь1ВУНН0СТЬ>>’ подразУмевак>Ший не только процесс быст-
длительнп пТ ГР^Нта в жиДкообразное состояние, но и медленные,
вание откосоп°ТеКаК)111Ие деФ°РмаИии пластического течения (оплы-
рытых повеохш^6*'1-^ НаСЫПеЙ’ самопР°извольное сглаживание из
грунтам относя г тпСИ И Т Д ^’ большинстве случаев к плывунны'1
это мелкие и пыле/1**0 Пески’ способные к разжижению (чаще всего
пылеватые пески, особенно с примесью глинистых час-
334
тиц коллоидного размера). Однако иногда это понятие трактуется
шире и охватывает слабые глинистые грунты, проявляющие значи-
тельное тиксотропное разупрочнение. Причины перехода грунта в
жидкообразнос состояние могут быть связаны со статическими или
динамическими (вибрационными, ударными) воздействиями, с из-
менениями гидростатического или гидродинамического давлений.
Чаще всего ими оказываются динамические воздействия техноген-
ного или природного (сейсмического) происхождения.
Рис. 4.25. Разрез, отражающий удельные сопротивления грунта
под конусом зонда qc в МПа при зондировании закрепленной зоны:
/ — точки зондирования, 2 - инъекторы, через которые нагнеталась щелочь,
граница закрепленной зоны. Подчеркнутые числа отражают значения qc
в МПа
335
апистовк проблеме прогнозирования Поа
внимание специаЛ” воздействиях особенно возрОспо *4
Вн ппи сейсмическ городс Ниигата (Япония) Гп, П°С11с
пеСК°2р ясения в 1964 ревизовались пРеобладанисм
veS №Т0Р°Гпземных вод- Значительная часть разрушу
ким УР°ВНСМ " «я не столько прямыми сейсмическими в £
роде была вьивв«а Н ими разжижением песчаных оС110Ва^
Рвиями, сколько вызва^яя у 0 сильного
диалогичные "^ДЯпоНИИ) в 1995 году. Все это сделало особсн
НЙЯ в Кобе (тож >«идентификации песков, способных
актуальным во Р сейсмических сил.
даться под действие» привлеКает также разжижение песков
Внимание спец ЙСТВИях, не связанных с землетрясениями
при вибрационных в ер> вибрация, вызываемая оборуд08авд.
Таковой может Ьь1“’’ „ных предприятий (турбогенераторы, ком-
ем некоторых промы ительства таКже могут возникать уело-
прессоры и т.д.). » х Д пжение песков. Это сотрясения, связанные,
вия, вызывающие раз деНием взрывных работ и т.д.
например, с забивкои , опасности разжижения песков тесно
Решение вопроса о этого явления. Согласно ранним
связано ° ПОн«мМвХигаШИМСЯ еще К. Терцаги, плывунность пес-
представлениям, выдви на них гидродинамического дав-
ков объяснялась только де вдентификация пеСков, способных
ления. При таком п * как из нее следовало, что в оп-
разжижаться, не имела смь , любые пески. Однако бо-
ределенных условиях РазжИЖаТЬ^ н^1Х и зарубежных специали-
лее поздние исследования отечественных и зару
став показали, что плывунность связана не т песк0В) их свой-
ческими факторами, но и с особенностями сост тся только нс-
ствами, состоянием. В этой связи плывунными иоовать еше },а
которые виды песков, которые следует иденти^ИнастоЯ1цес врсмя
стадии инженерных изысканий. Такой взгляд в наПравлено 113
является общепринятым и внимание специалистов ^^QcOgHblx
повышение эффективности идентификации песков, ^1аСтСя в
жижаться. В отечественной практике такая задача к0Х1Пдексес
новном динамическим зондированием, применяемым в
бурением и лабораторными испытаниями [92]. О^наК ^^ров^
довольно широко применяется для этого статическое
[151, 149, 162]. Как уже отмечалось, Т. Лунн и ДР- I сТ.
Л) относят оценку опасности разжижения песков и н^с*.д)
тического зондирования к числу задач, решаемых наИ VJdc
(рейтинг «1-2»). В генеп^Л. симпозиум
П.К- Робертсон и К.Е. Фсар отмечали, что статическое зондирова-
ние стало основным пояевым методом оценки способности песков к
разжижению [162].
Первоначально подробные исследования рассматриваемой про-
блемы были развернуты в США в 60...70-е годы Х.Б. Сидом и др. в
основном применительно к испытанию стандартной пенетрацией
SPT (см. в [151, 162]). В дальнейшем разработанные ими методы не-
однократно дополнялись и корректировались в разных странах. В
качестве примера исследований 90-х годов целесообразно рассмот-
реть результаты экспериментов и предложения Я. Сузуки и др. [170].
Сущность предлагаемых ими методов основана на оценке опасности
разжижения песков в основном по следующим показателям:
— относительному сдвиговому напряжению (shear stress ratio),
- нормализованному (модифицированному) сопротивлению под
конусом зонда.
При этом Я. Сузуки и др. отмечают целесообразность принятия
во внимание фрикционного отношения f/qc (см. главу 3) и содержа-
ния в песке глинистых частиц.
Относительное сдвиговое напряжение х^с\.о определяется по
формуле
(4.40)
где id - амплитуда циклических напряжений сдвига, эквивалентная
действующим напряжениям сдвига, МПа,
Qvo> ~ начальные (до погружения зонда) напряжения в грунте
от веса вышележащих слоев, соответственно общее («тотальное») и
эффективное, МПа,
т„ — коэффициент (безразмерный), зависящий от магнитуды:
т„ = 0,1(М-1),
М- магнитуда землетрясения,
«max - максимальное горизонтальное ускорение на поверхности
грунта, определяется в зависимости от магнитуды землетрясения
(или балльности по шкале MSK-64), м/с,
g — ускорение силы тяжести, 9,81 м/с,
й - глубина рассматриваемого слоя грунта (глубина зонда), м.
В табл. 4.25 приведены содержащиеся в работе Я. Сузукии др.
[170] сведения о величинах аГКК - максимальных горизонт
ускорениях на поверхности грунта.
22 Заказ 1141
Табл к ц ci
Фактически измеренные максимальные горизонтальные ускОрс
Фактически г пр1| землетрясениях
Землетрясения Магнитуда М Места замеров УскорешГе, _ _^гпах> СМ/с^
Куширо Сити 150...4 (o'"
Куширо-Оки (6,8)* Немуро Сити 155
8,1 j Куширо Сити 90^290^'
Того-Оки Немуро Сити 36О_
Накодате Сити * * '120^^'
Нансей-Оки 7,8 Мори Таун 175
Ошаманбе Таун 240
Кобе Сити 400
Грейт-Кобе 7,2 Нишиномия Сити 350
Амагасаки Сити 300
♦ Корректируемыз значения (по Х.Б. Сиду).
♦♦ С участием Камиисо Таун.
В монографии Ю.Г. Трофименкова [96] приводятся относитель-
ные значения ускорения б7П1ах4> применительно к шкале MSK-64:
- 7 баллов ятах /g = 0, 1,
- 8 баллов tfmax /g - 0,2,
- 9 баллов «max /g = 0,4.
Нормализованное (модифицированное) сопротивление грунта
под конусом зонда qt\ Я. Сузуки и др. предлагают определять по
формуле
?/| = 9/ /(а'ю / а'о)°’5,
(4.41)
где ft-откорректированная величина сопротивления грунта под конусом
зонда, определяемая по формуле (3.3), предполагающая применение пье-
зозонда; для конусов без пьезометров допустимо принимать qt ~ Цс,
ст ад ~ начальное эффективное напряжение в грунте от веса вы-
шележащих слоев (то же, что и в формуле (4.40)), МПа,
о а- эффективное давление, равное атмосферному с'а = 9% к^а>
На рис. 4.26 приведены полученные Я. Сузуки и др. [170] точсч-
е графики (диаграммы рассеяния), отражающие связь величин
mnrh»^ 7 П^И Различных Фрикционных отношениях fs/qc- На этн ?кС
с содеожанйрСеНЫ К₽ивые’ возражающие связь величин
™,"7т "=’ m “к т”'
338
a)
о,
°’°0
0.6
0.5
м
со
о.з
0,2
0.1
10 15 20 25 30
Ь*
0,6
• Разжижение
А Граничное (промеж.) состояние ;
о Нет ратжижения
Токимацу и др-
Si FC< 10%Л
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
8
о о
о
со
о
6~ о°
до^° о
1995
Нормализов. сопротивл. грунта , МПа
о о1 ‘1 * 1 1 д д 1 д 1 д д 1 д д д д ди *д 1 *'д д 1
’ 0 5 10 15 20 25 30
Нормализов. сопротивл. грунта . МПз
07
К
О
о
о
в)
0,6llll I I I I ri I I I I I I’H ! n I I I Г ! Г ! м I
; • Разжижение
ш p л c L д Граничное (промеж.) состояние e
сГ ’ : ° Нет разжижения
5 А~о
= : 58 О°
£ 0,1 7 ~ ®
О 0‘*1 “ 1.......
0 5 10
о о с
§
О ° о-
fslqc* 1,0% :
15 20 25 30
Нормализов. сопротивл. грунта qtX. МПа
Рис. 4.26. Связь между относительными сопротивлениями песка сдвигу
и нормализованными его сопротивлениями под конусом зонда
qt\ (по Я. Сузуки и др. [170]):
а- при фрикционном отношении//<7с < 0,5%; б - при фрикционном отно-
шении 0,5 < f/qc < 1,0%; в - при фрикционном отношении fs/qc > 1,0%;
FC- процентное содержание тонкодисперсных (глинистых) частиц в песке
Как видно из рис. 4.26, наблюдается довольно четкая группировка
точек, соответствующих разжижавшимся и нсразжижавшимся пескам:
точки, относящиеся к разжижавшимся пескам, располагаются левее и
выше точек, относящихся к неразжижавшимся пескам. По этой при-
чине полученные диаграммы рассеяния могут использоваться как кар-
ты-схемы, для идентификации песков по их склонности к разжиже-
нию (например, при т£//о'т = 0,1 и q,\ =15 МПа песок не должен раз-
жижаться и, напротив, при т^/с\-о-0,3 и q,\ = 5 МПа - должен).
22
339
лее заметно при сравнении песков, в которых Л/9с < ]>0о/о °Ч.
а, б), с песками, в которых fs/qc _ 1,0/о (рис. 4.26, е). Влняп,? 4-2б
центного содержания глинистых частиц (FC) также пРоЯЕл " ’с Пр0.
таточно отчетливо: линии, полученные К. Токимацу и Др Ся Дос,
ски оказываются линиями раздела точек, относящихся
мым и неразжижаемым пескам. )Ки^ае,
Следует отметить, что ряд других специалистов, в То
П.К. Робертсон и К.Е. Феар [162], при решении аналогичной ЧИСЛе
используют вместо откорректированной величины q, обычное
ние удельного сопротивления грунта qc (измеряемое зондом б ЗНаЧе*
зометра), получая практически те же результаты, что и Я. Су^ ПЬе'
др. В этом случае нормализованное сопротивление обозначается11 И
и представляется в виде 9с|
Qc\ Qc (О а / О vo) ,
(4.4U)
где и'уО и о'а - то же, что и в формуле (4.41).
Используется и безразмерная величина, обозначаемая также а
(см. в [151]):
Чс\ = (qc / с'а)(р'а / с;о)°’5, (4.41 б)
где обозначения те же, что и в формуле (4.41).
На рис. 4.27 приведены кривые, разграничивающие зоны распо-
ложения точек, относящихся к разжижаемым и неразжижаемым пес-
кам по данным различных авторов [151].
Как видно из рис. 4.27, результаты, полученные различными
авторами в песках разной крупности, с разным содержанием глини-
стых частиц, в значительной мере сходны. Можно, например, ука-
зать условия, при которых опасность разжижения песка отсутству-
ет согласно всем приведенным зависимостям. Так, при qc\ > 15 МПа
ожидать разжижения не следует. Напротив, при qc\ < 4 МПа веро
' в разжижения довольно велика. Уменьшение возникающих в
грунте касательных напряжений снижает вероятность разжижения,
что особенно заметно проявляется при малых значениях Tmax v0‘
Т. Шибата и В. Тепаракса [168], обработав большое количеств
экспериментальных данных, предложили эмпирическую ФорМ^
я определения критического значения нормализованного сов
340
тивления грунта под конусом (the normalized critical con resistance)
(qc\)cn ниже которого нормализованные значения qc\ должны соот-
ветствовать разжижающимся пескам.
(фс! )<т ~~ ^2
(4-42)
где Tj/o'vo - то же, что и в формуле (4.40),
С2 - коэффициент, отражающий крупность песков, принимаемый
при Dso> 0,25 мм = 1,
при Dsq < 0,25 мм С2= 2?5с/0,25;
Р50-диаметр частиц песка, составляющих (по весу) 50%.
0,1
о
0,5
0,4
0,3
0,2
20
10
Нормализов. сопротивл. грунта qci, МПа
Рис. 4.27. Кривые, разграничивающие зону, соответствующую
разжижаемым пескам (влево от каждой кривой), от зоны
неразжижаемых песков (вправо от каждой кривой) [151]:
FC - содержание глинистых частиц в песке; D50- диаметр частиц песка,
составляющих (по весу) 50%; qc\ - нормализованные сопротивления, соот
ветствующие формуле (4.41а)
341
При решении практических задач Т. Шибата и в. т
предлагают пользоваться специальной величиной - «кр11Т11ч
значением сопротивления под конусом для оценки разжижаем0 '?
грунта» (the critical con resistance for liquefaction) (qc)m определяемо»
по значению (<fci)«-:
fc)cr“l Qi? J(^cl)cr>
(4.43)
где fei)cr- критическое нормализованное сопротивление в МПа, Оп.
ределяемое по формуле (4.42),
- то же, что и в формуле (4.41), в МПа.
Величина (qc}cr представляет минимальное значение qc> при Ко.
тором исследуемый песок еще можно считать неразжижаемым. Если
же фактически измеренные значения qc окажутся выше (qc)crt т0
опасности разжижения ожидать не следует.
Порядок оценки опасности разжижения следующий. Сначала
определяются значения Tycr'w для различных глубин h применитель-
но к магнитуде М ожидаемого землетрясения и соответственно мак-
симальному ускорению грунта на поверхности f?niax- Начальные эф-
фективные напряжения в данном случае предполагают завер-
шенную консолидацию грунта, поэтому поровое давление может
рассматриваться как гидростатическое, равное и = (%,. - удель-
ный вес воды, h - глубина).
Далее по формуле (4.42) рассчитывается (qc\)cr, после чего по
формуле (4.43) определяется (qc)cr- Такие расчеты производятся во
всем интервале глубин h, интересующих изыскателя, после чего на
график измеренных сопротивлений грунта зондированию qc (т.е.
график «qc ~ Л») наносится кривая, отражающая значения рассчи-
танных критических сопротивлений (qc)cr (т.е. кривая «(qc)cr~ ^>).
В качестве примера на рис. 4.28 показаны такие кривые, полу-
ченные М. Мимура и др. в песчаных отложениях Хигаши Огашима
(Япония) [155J. Расчет проводился для условий am^/g - 0,2, что при-
мерно соответствует 8 баллам по шкале MSK-64.
Следует отметить, что на рис. 4.28 приводятся сопротивления
грунта, соответствующие зонду без пьезометра, qc, в то время как У
М. Мимура и др. рассматриваются откорректированные значения
сопротивлений грунта qh измерявшиеся пьезозондом. Однако такая
корректировка принципиального значения не имеет, так как для30)1
ДОВ без пьезометра можно принимать q, ~ дс (см. гл. 3).
342
s
Уд. сопр. под конусом qc, МПа
2 8 10 12 14
10
12*--
Рис. 4.28. Результаты сравнения фактически измеренных удельных
сопротивлений грунта под конусом зонда qc с вычисленными
критическими значениями (qe)cr (по М. Мимура и др. [155])
се
х
Как видно из рис. 4.28, на всех рассматриваемых глубинах
qc < (qc)cr, т.е. изучаемый песок при землетрясении 8 баллов по шкале
MS К-64 (ятах4г= 0,2) должен разлсилсаться.
Ю.Г. Трофименков [96], проанализировав результаты исследо-
ваний упомянутых выше японских специалистов, построил графики
для определения критических значений сопротивлений песка под
конусом зонда (рис. 4.29).
Одним из основных критериев при оценке разжижения песков
он рассматривал откорректированную величину (q^JCi, где (qc\-r -
критическое значение удельного сопротивления грунта под конусом
зонда, определяемое с помощью формул (4.42) и (4.43), Сг - коэф-
фициент, отражающий крупность песков (см. формулу (4.42). При-
веденные на рис. 4.29 кривые определялись применительно к сле-
дующим условиям: магнитуда Л/ = 7, относительные ускорения
amax/fe = 0,1; 0,2; 0,4 (что соответствует, как уже упоминалось, 7, 8, 9
баллам по шкале MSK-64), уровень подземных вод - на глубине 2 м.
343
Рис. 4.29. Откорректированные критические значения сопротивлений
зондированию {q^cJC2 при различной глубине и балльности
по шкале MSK-64 (по Ю.Г. Трофименкову [96]):
(?с)сг- критическое значение сопротивления зондированию по формуле
(4.43), С2 - коэффициент, отражающий крупность песков (см. формулу
(4.42); 1 - кривая, соответствующая относительному ускорению =
(примерно 7 баллов по MSK-64), 2 - то же omax/g = 0,2 (~ 8 баллов), 3 - то
же a^/g = 0,4 (~ 9 баллов)
Как видно из рис. 4.29, для большинства песков опасность
разжижения довольно велика, особенно при сильных землетрясе-
ниях. Например, если на глубине 5 м в слое песка сопротивление
зондированию qc < 12 МПа (что относится к подавляющему боль-
шинству песков), то такой слой песка следует считать разжижас
мым при землетрясении 9 баллов, qc < 7,5 - при 8 баллах, qc < 3,5 '
при 7 баллах. г
ГЛАВА 5. ПРИМЕНЕНИЕ СТАТИЧЕСКОГО
ЗОНДИРОВАНИЯ В ОСОБЫХ УСЛОВИЯХ
(В СПЕЦИФИЧЕСКИХ ГРУНТАХ)
Российские нормы по инженерным изысканиям (СНиП 11-02-96
[87]) выделяют категорию «специфических грунтов», к которым от-
носят многолетнемерзлые (традиционный синоним - вечномерзлые),
просадочные, набухающие, органоминеральные и органические, за-
соленные, элювиальные и техногенные грунты. На практике к таким
грунтам иногда относят моренные грунты, содержащие крупные
включения в виде валунов.
В связи с освоением космоса начинает формироваться совер-
шенно новая сфера геотехники - изучение грунтов внеземных объ-
ектов, в первую очередь Луны. Естественно, что внеземные грунты
обладают особой спецификой, требующей совершенно иных мето-
дов изучения, иного оборудования, иных расчетов.
Отечественных и зарубежных специалистов уже давно интересует
проблема использования статического зондирования в упомянутых
выше особых условиях. Проводившиеся исследования пока охватыва-
ли лишь небольшую часть таких условий, однако полученные резуль-
таты свидетельствуют о бесспорной перспективности применения
зондирования в этих направлениях. Ниже приводятся результаты не-
которых исследований, посвященных упомянутой проблеме.
5.1. Вечномерзлые (многолетнемерзлые) грунты
5.1.1. Общие сведения, историческая справка,
оборудование и методы испытаний
Важнейшей особенностью вечномерзлых (многолстнемсрзлых)
грунтов является зависимость их механических свойств от температу-
ры. По этой причине российские нормы [28, 86] разделяют их в зави-
симости от вещественного состава и температурно-влажностных усло-
вий на три вида: твердомерзлые, пластичномерзлые и сыпучемерзлые.
Твердомерзлые — дисперсные грунты, прочно сцементирован-
ные льдом, характеризуемые относительно хрупким разрушением и
практически несжимаемые под внешней нагрузкой, с коэффициен-
том сжимаемости /ну < 0,01 МПаК ним обычно относятся грунты,
имеющие температуру: для крупнообломочных ниже 0 °C, для пес-
ков крупных и средней крупности ниже -0,1 °C, для песков мелких и
-0,3 °C, для супесей ниже
пылеватых ниже> Свойства таких грунтов близки к* ,“’*с
_1 °C для глин ниже i,j зкикСпй
вам повальных пород, поэтому в большинстве твердо^
тов погружение зонда существующими установками невозможно. ,
Пластичномерзлые - дисперсные грунты, сцементцров
льдом но обладающие вязкими свойствами и сжимаемостью п
внешней нагрузкой, с коэффициентом сжимаемости mf > OjO1 м °?
К ним обычно относятся песчаные и глинистые грунты при температ/
ре в пределах от начала замерзания грунта до указанных выше знаХ
ний. Грунты засоленные, заторфованные или с примесью раститель'
ных остатков находятся в пластичномерзлом состоянии, как правило'
при более низких температурах, чем указаны выше. В этих грунтах
возможно не только статическое зондирование, но и забивка свай.
Сыпучемерзлые («сухая мерзлота») — крупнообломочныс и пес-
чаные грунты, имеющие отрицательную температуру, но не сцемен-
тированные льдом и не обладающие силами сцепления вследствие
малой их влажности. К ним обычно относятся несвязные грунты
(пески, гравий, дресва и проч.) при суммарной влажности wlot< 0,03.
В связи с тем, что при отрицательных температурах в порах таких
грунтов образуется очень мало льда, их свойства практически не за-
висят от температуры и близки к свойствам тех же грунтов в нсмерз-
лом состоянии. По этой причине погружение зонда в сыпучемерзлый
грунт возможно в такой же мере, в какой это достижимо при поло-
жительной температуре грунта. Следует лишь учитывать, что вдав-
ливание зонда в крупнообломочные грунты, как мерзлые, так и та-
лые, в большинстве случаев не удается.
Таким образом, статическое зондирование может выполняться в
основном в пластичномерзлых и малопрочных сыпучемерзлых (пес-
чаных) грунтах.
Вопросы применения статического зондирования на вечномерз-
лых грунтах изучались как в бывшем СССР и России, так и за рубе-
жом (в первую очередь в Канаде и США). Как показали исследова-
ния, результаты зондирования могут дать ценную геотехническую
информацию для целей строительства зданий и сооружений на УР а
визированных территориях, а также при освоении газовых и нефтЯ
ных. месторождений в условиях криолитозоны. Сегодня нередко а
ап1г^°М выпУскаются установки, специально приспособленные
ных лшКИХ регионов- Зонды в них помимо силовых и темпера
m ИК°В могут включать и другие виды датчиков (напри*’
Давлени ™у6ины’ пьезодатчик Я™ измеРеяия П°Р°В
ектропроводимости грунта).
Длительное время в условиях вечной мерзлоты статическое зон-
дирование не использовалось. Считалось, что из-за высокой прочно-
сти и смерзания мерзлых грунтов с зондом технически сложно обес-
печить вдавливание в них зонда. Нс был также решен вопрос, как
учесть при проведении испытаний и интерпретации полученных ре-
зультатов специфические свойства мерзлых грунтов - их высокую
реологичность и зависимость от температуры. Преобладало мнение,
что без разработки специальных вдавливающих установок и зондов
особых конструкций начинать внедрять зондирование на мерзлоте
бесперспективно. Однако практика этого мнения не подтвердила и
первые же эксперименты по применению для этих целей сущест-
вующих установок тяжелого и среднего типа в одном из наиболее
распространенных видов вечномерзлых грунтов (пластичномерзлых -
см. выше) дали положительные результаты.
Впервые метод статического зондирования на вечной мерзлоте
был опробован в 1974 году канадским исследователем Б. Ладани
[120, 144, 146] при испытании пластичномерзлой ленточной глины с
температурой-0,1...-0,3 °C. Зондирование осуществлялось с помо-
щью гидравлического пенетрометра «Фугро» диаметром 3,57 см.
В процессе испытаний фиксировалось только сопротивление грунта
под конусом зонда. Общий вес оборудования составлял всего 30 кН,
поэтому транспортное устройство заанкеривалось во время испыта-
ний парой винтовых свай. Несмотря на это, из-за примерзания грун-
та к штанге оказывалось трудным вести зондирование более чем на
0,6 м ниже забоя скважины.
В экспериментах Б. Ладани применял две методики испытаний.
Первая - так называемое «квазистатическое» испытание (термин
введен Б. Ладани), осуществляемое при весьма малых хорошо кон-
тролируемых скоростях погружения зонда. Вторая - испытание сту-
пенчато увеличивающимися нагрузками с поддержанием постоян-
ной нагрузки на ступени в течение заданного промежутка времени (в
опытах Б. Ладани - 15 мин). Задаваемые и наблюдаемые скорости
зондирования изменялись от 0,0025 до 2,5 см/мин.
В дальнейшем подобные испытания выполнялись и другими за-
рубежными исследователями [171, 137]. Так, например, в 1999-2000
годах группой исследователей Б. Силви и др. [171] на севере канад-
ской провинции Квебек с целью изучения криостратиграфии и пол-
зучести мерзлых грунтов была выполнена серия аналогичных испы-
таний. При их проведении использовалась усовершенствованная пе-
реносная установка (рис. 5.1), позволяющая создавать усилие на
зонд до ИЗ кН и обеспечивать постоянную скорость погружения
347
т 0 00024 ДО 95 см/мин. При
____________ диапазоне ’ ась в диапазоне от 0,0% №
иьгганнях скор исП0дъз
А**
3S
№
Нагрузка на
наконечник
Трение
Температура
Вертикальность
Электр, сопр-нис
Глубина
Портативный
компьютер
Регулятор Jj-j ~
Привод
Привод
Винт
Опорное
крепление
Зажимное
устройство
Зажимная
зона
Деревянный
блок
|_______________Аварийная
кнопка
Соединительная муфта-----
Коробка скоростей (40:1)
Соединительный
Датчик
земли
Зонд
£
Модуль сопротивления!
из 4 электродов I
Муфта трения
Конус
кабель
Стержень
Гайка
Сервопривод
Ю»1
Первое
направляющее
кольцо
Опорное
крепление
Второе
направляющее
кольцо
Залавливающий
мост
Третье
направляющее
кольцо Винтовой
анкер
Рис. 5.1. Схема современной переносной установки с koh?PoJ11
скоростью вдавливания зонда 11711
В 1976—1977 годах специалистами исследовательской мерзлотной
лаборатории армии США было применено статическое зондирование
для изучения свойств вечной мерзлоты под дном моря Бофорта у бе-
регов Аляски [127], с целью получения инженерно-геологической ин-
формации о профилях отложений и включениях слоев льда. Геокрио-
логический разрез участка включал: слой льда толщиной 0,7... 1,8 м
(перед зондированием лед разбуривался), слой морской воды толщи-
ной до 0,9...3,2 м и мелкозернистые отложения морского дна. Темпе-
ратура по разрезу изменялась от -1 до -5 °C. Донные отложения име-
ли большую засоленность - температура начала замерзания засолен-
ных грунтов находилась в интервале от-1,75 до -3,55 °C.
В опытах использовался нестандартный зонд диаметром 6,35 см,
включающий штангу с наконечником и обсадную трубу. Для исследо-
ваний применялась специально разработанная установка на базе тракто-
ра (рис. 5.2). Все испытательное оборудование размещалось в корпусе,
установленном на лыжи, которые крепились к трактору, перевозившему
оборудование. Вес трактора использовался для задавливания зонда. На-
конечник зонда крепился к штанге, расположенной внутри обсадной
трубы. Средняя скорость погружения зонда составляла 30 см/мин.
1*ис. 5.2. Схема установки на базе трактора, разработанная мерзлотной
лабораторией армии США [127]
: Чт° со.
pMaUHi0
____ВЫВОД О TQj^
протиме грунта под конусом зонда дает ценную ИНф(
для литологического расчленения массива грунта. Общес С0Пп
ление зонда достигало 100 кН.
После погружения зонда до максимально возможной гл к
штанга заполнялась незамерзающей жидкостью, в которую Hbl
опускался температурный датчик. Измерения температуры м* ДНо
воды и донных отложений проводились снизу вверх путем пепи^^1
ческого поднятия (с интервалом 1,5 м) и «выстойки» температур'
датчика. По своей сути примененная методика измерения темг °
туры была близка к традиционным измерениям в термометриче^'
скважинах и, как следствие, имела присущие им недостатки, в Р
вую очередь большую длительность выстойки скважины (термине
ское равновесие достигалось через 6-8 часов), обусловленную в зна-
чительной степени вертикальной конвекцией, находящейся внутри
скважины незамерзающей жидкости под действием температурных
градиентов. Здесь надо отметить, что в отечественных нормах [286]
использовать для измерения температуры грунтов скважины, запол-
ненные водой, рассолом или другой жидкостью, не допускается. При
всех недостатках это была фактически первая попытка применения
статического зондирования для измерения температуры грунта.
Анализируя результаты зарубежных исследований и использо-
ванные в них методики, можно отметить, что, несмотря на безуслов-
ные достоинства, данные подходы имеют определенные недостатки.
Статическое зондирование на очень низких скоростях увеличи-
вает продолжительность испытаний, в результате оно в значительной
степени перестает быть экспресс-методом. Кроме этого требуется
применение дополнительных специальных устройств для обеспече-
ния и измерения очень малых по величине скоростей вдавливания
зонда. В зарубежных публикациях фактически не рассматривается
такой важный параметр зондирования, как сопротивление грунта
вдоль муфты трения, что снижает информативность, а следовательно,
и ценность испытаний. В них не рассматривается также вопрос тсп^
лофизического взаимодействия зонда с мерзлым грунтом, без
ния которого сложно правильно понять физику процессов, ПР°1К* t
дящих между зондом и мерзлым грунтом. Предлагаемые за рУ е*
формулы для оценки геотехнических параметров мерзлых груп
часто кроме данных зондирования содержат целый ряд дополнит^
ных параметров - теоретических либо определяемых опытным пут _
Пр„°е Увеличение параметров, входящих в расчетные формУлЬ1’ .
ко вносит дополнительные погрешности в расчеты. Отл*141
ной особенностью зарубежных публикаций является также то, что в
них фактически отсутствуют сравнения предлагаемых методов и
формул с результатами стандартных (являющихся эталонными) по-
левых и лабораторных испытаний мерзлых грунтов. Отечественная
же школа зондирования ориентирована в основном на привязку (ло-
кальную корректировку) расчетов по данным зондирования путем их
сравнения с эталонными испытаниями. Результатом такого сравне-
ния, как правило, является выявление эмпирических зависимостей или
введение в теоретические формулы эмпирических коэффициентов.
В СССР первые полевые исследования мерзлых грунтов были
проведены специалистами БашНИИстроя (быв. НИИпромстрой) [13,
12]: в 1982 году - на искусственно замороженных грунтах в г. Уфе, а
в 1983 году - в условиях вечной мерзлоты в г. Воркуте (совместно с
институтом ПечорНИИпроект). Зондирование выполнялось установ-
кой С-832М (см. разд. 1.3.5), схема которой приведена на рис. 5.3.
Несколько позже к исследованиям статического зондирования веч-
номерзлых грунтов подключились специалисты институтов Фунда-
ментпроект, МИИТ и НИИОСП: были проведены эксперименталь-
ные испытания в г. Воркуте, г. Лабытнанги, полуострове Ямал и
других опытных площадках [100, 41, 43, 44, 80, 40, 39, 42, 140, 56].
Рис. 5.3. Схема установки статического зондирования С-832М,
применявшейся в полевых экспериментах в городах Уфа,
Воркута и Лабытнанги
На начальном этапе из-за отсутствия вечной мерзлоты в г. Уфе ис-
пытания проводились на искусственно замороженных грунтах [13] -
мягкопластичных суглинках. Замораживание выполнялось путем про-
дувки холодного воздуха через систему вертикальных труб, установ-
ленных в грунте. Температура замороженного таким образом грунта,
по данным термометрических скважин, достигала -2,4 °C.
ос 1
суглинков, реже супесей и песков, с отрицательной темпера^И\ИсМ
-2,1 °C, влажностью от 12 до 38%, содержанием гальки и гра °Й До
до 40% и наличием валунов. Криогенная текстура мерзлых ИЯ °Т 2
была массивная или слоистая, толщина включений льда соста^^
основном 1...4 мм, содержание льда изменялось от 1 д0 юо/о BJIJ3Jla в
В г. Лабытнанги испытания проводились в основном в cvrn
прослоями пылеватого песка, с отрицательной температурой до -о Го’ С
В мерзлом состоянии грунты характеризовались преимущест °С‘
массивной криотекстурой с редкими тонкими шлирами льда. Венн°
Грунты опытных площадок, расположенных в районах п
странения вечномерзлых грунтов, находились преимущественно0'
пластичномерзлом состоянии, реже - в твердомерзлом (прослой
природноталом или оттаявшем состояниях.
Основной вывод первых исследований, выполненных в СССР
состоял в том, что была установлена техническая возможность ста’
тического зондирования в условиях вечной мерзлоты (в первую оче-
редь пластичномерзлых грунтов) отечественными серийно выпус-
каемыми установками С-832М (рис. 5.3), СП-59Б (рис. 5.4), СП-72.
ис. 5.4. Установка статического зондирования СП-59Б
на азе тяжелого трактора, использованная при испытаниях
вечномерзлых грунтов в городе Лабытнанги
352
В 1983 году специалистами БашНИИстрой при испытаниях
в г. Воркуте в условиях вечной мерзлоты был применен зонд,
снабженный помимо силовых температурным датчиком (см. раздел
1.3.4, рис. 1.18). Температура зонда измерялась как в процессе его
погружения, так и при испытаниях в релаксационно-ползучем ре-
жиме. Эти и последующие исследования позволили лучше понять
природу теплового взаимодействия зонда с мерзлыми и талыми
грунтами и разработать методику измерения их природной темпе-
ратуры (см. раздел 5.1.4). Они показали, что в условиях вечной
мерзлоты крайне желательно, чтобы использовался зонд, дополни-
тельно оснащенный температурным датчиком (возможны и другие
дополнительные датчики).
По мнению авторов, испытания тензометрическим зондом II ти-
па, дополнительно оснащенным температурным датчиком, следует
выделить в отдельный вид испытаний, аналогично испытаниям
CPTU, выполняемым тензометрическим зондом с датчиком порового
давления (см. раздел 1.3.4). В рамках международной классификации
такие испытания можно назвать как Cone Penetration Test with Tem-
perature Measurement, или сокращенно TCPT.
Испытания установкой С-832М в основном выполнялись по ме-
тодике, предусматривающей погружение зонда с постоянной скоро-
стью и его испытания в релаксационно-ползучем режиме (так назы-
ваемое зондирование «со стабилизацией», предусматривающее од-
нократную стабилизацию в каждой точке периодической остановки
зонда по глубине - см. разд. 2.3).
Часть испытаний осуществлялась в ступенчато-возрастающем
релаксационно-ползучем режиме, т.е. с многократной стабилизацией
зонда в каждой точке его остановки (нагрузка на зонд в начале оче-
редной ступени нагружения увеличивается ступенчато и практиче-
ски мгновенно, путем дополнительной подачи масла в гидродомкра-
ты вдавливания, после прекращения подачи масла испытания пере-
ходят в релаксационно-ползучий режим). Часть испытаний выпол-
нялась со ступенчато возрастающими скоростями погружения зонда
(нагрузка на зонд увеличивается ступенчато таким образом, чтобы
зонд на каждой ступени погружался примерно с постоянной скоро-
стью).
Скорость зондирования при больших значениях определялась по
диаграммным лентам самопишущих приборов. При малых скоростях
погружения (в том числе при стабилизации) перемещения зонда
фиксировались с помощью реперной системы и прогибомера.
23 Заказ 1141
353
В процессе испытаний сопротивления грунта под конусом 30Нла
а и вдоль муфты трения/, фиксировались самописцами. Кривые Из.
мснения сопротивлений зондированию (рис. 5.5) при основном рс.
жиме испытаний имели четыре ярко выраженные фазы, отражающие
особенности технологии зондирования:
А - равномерное вдавливание зонда с постоянной скоростью;
В - остановка зонда на заданной глубине путем прекращения
подачи масла в гидродомкраты вдавливания (режим стабилизации),
переход системы «зонд-грунт» в релаксационно-ползучий режим
испытания, сопровождающийся вмерзанием зонда в грунт;
С - додавливание зонда на 0,1 м до максимальной величины хо-
да штоков гидроцилиндров задавливания,
D — разжатие штанги гидрозажимом, поднятие штоков гидроци-
линдров и захват штанги на новом уровне.
Рис. 5.5. Схематичные фрагменты лент самописцев, регишр [
сопротивления грунта под конусом qe и вдоль муфты/, трения
при испытаниях установкой С-832М
В качестве наиболее важных в информационном отношении
ли выделены три вида сопротивлений грунта зондировании),
ветствующие:
354
- равномерному задавливанию зонда - qntfn (скоростные сопро-
тивления);
— испытанию зонда в релаксационно-ползучем режиме — qcx,
(стабилизированные сопротивления);
— начальному моменту додавливания зонда после завершения
испытания в релаксационно-ползучем режиме и вмерзания зонда в
грунт - qCbfsi (пиковые сопротивления).
5.1.2. Влияние технологических факторов
на сопротивления мерзлого грунта зондированию
Влияние скорости погружения зонда на сопротивление мерз-
лого грунта под конусом зонда. Скорость погружения зонда v ока-
зывает большое влияние на сопротивление грунта под конусом зонда
q„. Канадским исследователем Б. Ладани [120, 146, 144] было выяв-
лено, что график зависимости сопротивления от скорости v хоро-
шо описывается законом степенного вида (зависимость линеаризи-
руется в координатах «In qn ~ In v»):
(5-1)
где д°„ и v° - координаты некоторой точки на графике;
п — показатель ползучести.
При v° = 1 формула (5.1) имеет более простой вид:
1
= 9°i М" .
(5.2)
где q ci— сопротивление грунта под конусом зонда при v° = 1.
По Б. Ладани [145] график зависимости «In q^ — In у» имеет точку
перегиба - в формуле (5.1) при скоростях меньше v = 0,025 см/мин
показатель ползучести п = 3...6 (для пластичномерзлых и сильнольди-
стых грунтов п = 3, твердомерзлых п = 5...6 ), при больших скоростях
и =10...20.
Проведенные в бывшем СССР и России [100, 40, 56] экспери-
менты хотя и подтвердили возможность использования степенной
формулы (5.1), однако выявили ряд положений, не согласующихся с
зарубежными исследованиями.
23’
355
Специалисты института Фундаментпроект [ 100J при 30н
пластичномерзлых глинистых грунтов с температурой 6, = о И₽°ВгЧ
в диапазоне скоростей v = 0,001 ...100 см/мин выявили, что к* °C
ент ползучести п находится в узком диапазоне 5,7.. .6,4*
Более детально вопрос влияния скорости у на сопротив
был изучен специалистами МИИТ [40] с участием НИИОСП^^
вые (рис. 5.6, а) и лабораторные (рис. 5.6, б) испытания веч
лых и искусственно замороженных глинистых грунтов, прОв Н°'Мерз‘
при v = 10'б...2 м/мин, показали, что точка перегиба на еДСН11Ые
«/л q„ ~ In у» отсутствует, т.е. зависимость (5.2) описывается^^
ным показателем л, определяемым в результате испытания. СД,Ь
о)
0,01 0,1 1 v, м/мин
Рис. 5.6. Зависимость сопротивления мерзлого грунта
от скорости зондирования v [40]:
а — полевые испытания пластичномерзлых глинистых грунтов,
б - лабораторные испытания искусственно замороженного суглн* ка
в морозильной камере
Регрессионный анализ данных полевых испытаний показал,
параметр q — .24 МПа существенно зависит от температур1,1 в
та 0л. В то же время показатель ползучести п = 8...Ю изменяет
356
сравнительно узком диапазоне и слабо зависит от температуры грунта
0Л. Лабораторные испытания мерзлого суглинка при температурах —1,1
и -2,2 °C дали фактически равный показатель ползучести п = 9.
Эти результаты имеют большое практическое значение. Они
косвенно обосновывают правомерность использования сопротив-
лений полученных при сравнительно больших скоростях v =
= 0,1...! м/мин (что очень важно для обеспечения технологичности
испытаний) для оценки предельно длительных значений характери-
стик прочности и деформируемости мерзлых грунтов.
Влияние скорости погружения зонда на сопротивление мерз-
лого грунта вдоль муфты трения. Скорость погружения зонда v
неоднозначно влияет на сопротивление грунта вдоль муфты трения
fsv [40]. В диапазоне скоростей v = 10’3...2 м/мин для мерзлых глини-
стых грунтов можно отметить следующие закономерности. При вы-
сокой температуре мерзлого грунта = -0,2...-0,4 СС с увеличением
скорости сопротивление fF. сначала повышается, а затем в конце
диапазона несколько снижается. Для более низких температур грун-
та зависимость имеет несколько иной характер — с увеличением ско-
рости сопротивление fsv преимущественно уменьшается.
Такой сложный характер фрикционных зависимостей объясняется
сложными механическими и теплофизическими (см. раздел 5.1.4) про-
цессами, происходящими на контакте мерзлого грунта с муфтой трения.
Изменение сопротивления мерзлого грунта под конусом зонда
при его испытании в релаксационно-ползучем режиме (зондирова-
ние «со стабилизацией»). После прекращения подачи масла в гидро-
цилиндры вдавливания погружение зонда быстро замедляется и сис-
тема «зонд — мерзлый грунт» переходит в релаксационно-ползучий
режим, часто называемый «стабилизацией». Кривую изменения со-
противления мерзлого грунта под конусом зонда qcs во времени ts (см.
рис. 5.5, а, фаза «В») можно условно разделить на два участка:
- первый участок — сопротивление qcs практически мгновенно (в
течение 1-2 с) падает на 20...40%; эта стадия характеризует в основ-
ном упругие свойства системы «зонд - мерзлый грунт»;
- второй участок - сопротивление qcs в течение 1...2 мин интен-
сивно уменьшается на 30...40%, после чего плавно переходит в по-
логую кривую линию; на этом участке наиболее ярко проявляются
реологические свойства мерзлого грунта.
График зависимости сопротивления qcs от длительности стаби-
лизации ts хорошо описывается формулами (5.3) и (5.4) [41, 40].
Об этом свидетельствует линеаризация графиков в координатах
«1/^сг ~ ln(ts+t*)» (рис. 5.7, а) и «In qa - ln(ts+ /*)» (рис. 5.7, б).
357
Рис. 5.7. Спрямление кривых зависимости сопротивления qai МПа, от
времени /„ мин, (пластичномерзлые суглинки) с использованием раз
личных формул: а - формула (5.3), б - формула (5.4)
In
(53)
Яа
Л
па
(5-4)
358
где а, Р, Г, Тл - параметры, определяемые по графикам ~ ГЛ»;
/♦ — произвольно малое значение времени (например, /* = 0,01 мин).
В общем случае на величины параметров а, р, Т, Тл влияет це-
лый ряд геокриологических факторов. Опытными исследованиями
было установлено, что для пластичномерзлых грунтов параметр Т
достаточно слабо зависит от температуры грунта 0, (рис. 5.8, а), в то
время как параметр р - существенно (рис. 5.8, б).
Рис. 5.8. Зависимость параметров Т (а) и р (б) в формуле (5.3)
от температуры грунта 0,
Изменение сопротивления мерзлого грунта вдоль муфты
трения при испытании зонда в релаксационно-ползучем режиме
(зондирование «со стабилизацией»). Кривые изменения сопротив-
ления мерзлого грунта вдоль муфты трения f„ во времени ts имеют
более сложный характер. Тем нс менее в целом можно выделить три
участка (см. рис. 5.5, фаза «В»):
— первый участок - сопротивление fss практически мгновенно (в
течение 1-2 с) заметно падает; эта стадия характеризует преимуще-
ственно упругие свойства системы «зонд - мерзлый грунт»;
- второй участок - сопротивление f„ в течение 0,5...5 мин уве-
личивается — происходит процесс интенсивного вмерзания зонда в
грунт;
- третий участок - сопротивление f„ начинает плавно умень-
шаться и выполаживаться (аналогично снижению сопротивления
мерзлого грунта под конусом зонда) — начинают преобладать реоло-
гические свойства грунта, при одновременном продолжении восста-
новления температуры зонда и его вмерзания в грунт.
359
Пиковые сопротивления мерзлого грунта под конусом и п \
муфты трения при додавливании зонда (после заеери°°°Ъ
стабилизации и вмерзания). Особенность пиковых сопрОТИв ег°
мерзлого грунта под конусом qc, и вдоль муфты трения^,. 30„Да ‘""Й
сируемых в начальный момент его додавливания (см. рис. 5 5 ’
фаза «С»), состоит в том, что они отражают работу вмерзщ^6»
грунт зонда. в
Проведенные исследования показали, что скоростное соппо
ление под конусом зонда q^, зафиксированное перед началом ста(Г'
лизации, примерно равно пиковому значению qci. Это является п
зателем того, что тепловое и напряженно-деформированное сост^'
ние грунта, соответствующее этим сопротивлениям, одинаково п *
дальнейшем додавливании зонда сопротивление грунта под конусом
зонда меняется, как правило, слабо - в соответствии с составом
состоянием залегающего ниже грунта. 1 и
Для сопротивления мерзлого грунта вдоль муфты трения картина
иная. В начальный момент додавливания сопротивление мерзлого
грунта вдоль муфты трения быстро достигает своего максимума - пи-
кового значения при котором происходит срыв вмерзшей в гру1гг
муфты. При этом скоростное сопротивление /у, зафиксированное пе-
ред началом стабилизации, меньше соответствующего пикового зна-
чения/,. При дальнейшем додавливании сопротивление грунта вдоль
муфты трения, как правило, начинает плавно уменьшаться, что обу-
словлено появляющимся тонким слоем-смазкой из воды и оттаявшего
грунта на контакте муфты трения с окружающим мерзлым грунтом.
Поскольку вмерзание зонда при стабилизации происходит дос-
таточно интенсивно, уже примерно через 10 мин пиковые сопротив-
ления мерзлого грунта вдоль муфты трения составляют около
80...90% от своих максимальных значений, соответствующих пол-
ному вмерзанию зонда в грунт.
p лого грунта зондированию
ОДНИМИ из основных
СОпР°тивления мерзлого Г^^И0Л0ГИЧески^ факторов, влияющих на
суммарная влажность w ЗОИДИРованию> являются: температура
глинистых грунтов). С пепГ^И ЧИСЛ0 имстичности 1р (для пылевато-
уравнительный многойактлпг» ^чения этого влияния был выполнен
(табл. 5.1) результатов стя^^тРе;рсссионно-корреляционный анализ
Мерзлых грунтов. ^ческого зондирования и свойств вечно-
360
Таблица. 5.1
Статистическая зависимость сопротивлений мерзлого грунта
зондированию от геокриологических факторов [40]
Геокриологиче- ские факторы Сопротивления мерзлого грунта зондированию, МПа
Ясу Jsv Яс fit fsi
е.лс 0, 75 -0,72 0,71 -0,58 0,72 -0,69 0,70 -0,34 0,85 -0,82
W/Ob % 0,38 0,03 0,20 -0,09 0,55 -0,07 0,56 0,20 0,28 0,18
Ip 0,50 -0,40 0,46 -0,16 0,47 -0,29 0,53 -0,24 0,60 -0,10
Примечания: 1. В числителе - значения корреляционных отношений, в зна-
менателе - значения коэффициентов корреляции. 2. Стабилизированные
значения сопротивления грунта брались для промежутка времени 5 мин.
Скоростные сопротивления грунта изменялись от 0,1 до 1,9 м/мин.
Статистический анализ позволил установить, что наибольшее
влияние на сопротивления грунта зондированию оказывает темпера-
тура грунта 9^ (рис. 5.9). Особенно это относится к пиковому сопро-
тивлению грунта^/. Число пластичности 1Р и суммарная влажность
в исследованных грунтовых условиях влияют слабее.
Рис. 5.9. Зависимости сопротивлений q„ (а) и q„ (б) мерзлого грунта
под конусом зонда от температуры грунта 0, [40]
361
<- 14 Теплофизическое взаимодействие зонда с ,Пал
и мерзлым грунтом, измерение температурь, гру11т<
и л г С помощью зонда
Теплофизическое взаимодействие зонда с талым ц
грунтом в процессе его погружения. При погружении зонд
родноталый или оттаявший грунт между грунтом и зондом п * При'
дит фрикционное взаимодействие, в результате которого те Р°Исх°'
ра зонда повышается на некоторую величину Д0С = (0cv_ g >. ’^Рату.
Ос, - температура погружаемого зонда, 0„ - температура неп °’ГДе
ного зонда, находящегося в режиме «стабилизации». В случае^*'
в результате «стабилизации» зонд принимает природную темп’
ру грунта 0,, величина его разогрева составляет Д0С ~ (0^- g) рату'
Разогрев зонда в наибольшей степени зависит от механических
фрикционных свойств грунта, а также скорости его погружена **
С увеличением прочности грунта, количества крупнодисперсных
частиц, а также скорости погружения величина разогрева зонда уве-
личивается. Примером зависимости Д0С от прочности грунта служит
диаграмма, представленная на рис. 5.10. По мнению авторов, степень
разогрева зонда в талых грунтах может дать ценную информацию (в
дополнение к известным методам, изложенным в разделе 3.1) при
идентификации литологии грунта по данным зондирования.
припо±ТИМО7Ь степеии разогрева зонда от сопротивления
лого (оттаявшего) грунта под конусом зонда [40]
При погружении зонда в мстппй г™„„
значка. На границе системы «зонд - мет артина ис столь 0д,,0‘
сложное тсплофизическос взаимодействие ГрУ’ГГ>> ПРО,|СХОДИТ
работ [12, 40], выполненных с использованием ю^м"
НЫМ датчиком (см. рис. I 18") атапо мперагур
р •1О-’’а также специального термометриче-
ского зонда, оснащенного четырьмя температурными давками
(один в конусе, три вдоль боковой поверхности) был открыт и
исследован на первый взгляд аномальный эффект (рис. 5.11). Если в
твердомерзлых, как и в талых, грунтах зонд разогревался (ДО > 0)
то в пластичномерзлых грунтах (в высокотемпературном диапазоне’
примыкающем к талому состоянию грунта) температура зонда часто
несколько понижалась (Д0е < 0). Данный необычный эффект автора-
ми назван эффектом «псевдоаномального охлаждения зонда».
Рис. 5.11. Зависимость степени изменения температуры
термометрического зонда от температуры мерзлого грунта [40)
В результате теоретических исследований [40] была разработана
модель теплофизического взаимодействия системы «зонд - мерзлый
грунт», объясняющая выявленный эффект «псевдоаномального ох-
лаждения зонда». В основу модели легло положение о наличии двух
взаимно противоположных тепловых процессов, происходящих на
границе системы «движущийся зонд - мерзлый грунт». Первый обу-
словлен потоком поглощаемого зондом тепла, образуй I
?льте трения; второй - потоком отдаваемого зондом ь
зующегося в результате понижения температуры плавлСНИаЛа> %,
высоких давлениях. В зависимости от соотношения этн/^
температура зонда может повышаться или понижаться. ПотЧ6
Теплофизическое взаимодействие зонда с талым и
грунтом в процессе стабилизации. Измерение теЛ1п'^р:,Л^
грунта с помощью зонда, оснащенного ^емпературНЬ1лР^пУрЬ1
ком. Анализ изменения температуры зонда в процессе его стТ^
зации при испытаниях в талых и мерзлых грунтах также выяв^'
ределенные различия происходящих в них тепловых процессов Г пП'
Было выявлено, что в талых грунтах, после начала режима стаб
зации, температурная кривая удовлетворительно описывается извесш^
зависимостью решения задачи об охлаждении одномерного тела °И
груженного в среду с постоянной начальной температурой [93а]. * М
В мерзлых грунтах кривые изменения температуры начинали
удовлетворительно описываться указанной зависимостью лишь че-
рез определенное время после начала стабилизации. В итоге был
сделан вывод, что использовать эту зависимость для определения
природной температуры мерзлого грунта достаточно сложно. Сопос-
тавление температурных кривых зонда и данных стандартных тер-
мометрических скважин [40] позволило разработать методику опре-
деления природной температуры грунта на основе использования
коэффициента стабилизации температуры зонда те. Для практиче-
ских целей рекомендуется использовать mQ = А0„/А4 = 0,01 °С/мин.
5.1.5. Идентификация талого и мерзлого состояний
грунтов
Определение состояния грунта и нахождение границы межд} та
лыми и мерзлыми грунтами является одним из основных вопросов, Ре
шаемых в процессе инженерно-геокриологических изысканий. В Усло
виях островного распространения пластичномерзлых грунтов он име
осо ую актуальность. При инженерно-геокриологических изыскан1
ычно состояние грунта определяется в процессе проходки развеД_
ных скважин, отбора монолитов и образцов грунта. ^ечествеНН!нне
было выявлено, что определить состо
грунта можно также и по данным статического зондирования. ,
ком па? ПОказано выше, зонд, оснащенный температуря^ 1 0.
рая 'в значив onpfделить природную температуру грунта •
льнои степени хапакгепитеет ргп состояние-
точной оценки состояния грунта этого недостаточно - необходимо
дополнительно знать температуру начала замерзания грунта, харак-
теризующую его переход из одного состояния в другое. Она, в свою
очередь, зависит от целого ряда факторов: литологии, засоленности,
заторфованности грунта и др. Это делает такой подход недостаточно
практичным.
Проведенные экспериментальные исследования [40] показали,
что в случае использования методики зондирования «со стабилиза-
цией» зонда, даже в условиях отсутствия температурного датчика,
можно достаточно точно идентифицировать состояние грунта.
Было выявлено, что «коэффициент стабилизации сопротивления
грунта под конусом зонда» Rcvs- qcJqcs(термин предложен авторами)
в талых и мерзлых грунтах существенно отличается (рис. 5.12).
Рис. 5.12. Гистограмма распределения величин q^/qn
для талого и мерзлого грунтов
Если в талых грунтах величина коэффициента Rcvs составляет в
среднем 1,4, то в мерзлых грунтах существенно больше - 3. Однако
этот критерий работает не во всех случаях. Так, для слабых талых
пылевато-глинистых грунтов при сопротивлениях q^. < 3 МПа коэф-
фициент Rcvs также заметно возрастает - до 2 и более раз. Это объяс-
няется тем, что слабые пылевато-глинистые грунты, как и мерзлые,
имеют высокие реологические свойства.
Поэтому был предложен двухпараметрический критерий
(рис. 5.13). Более точно разделить грунты по их состоянию оказа-
лось возможным при одновременном использовании двух парамет-
ров: коэффициента стабилизации сопротивления грунта под кону-
сом зонда Rcvs и скоростного сопротивления qcv.
30
10
• - талый грунт
О - мерзлый грунт
еЗ
С
Ч 20
&
8 Rvs-QcJqcs
Рис. 5.13. Диаграмма сопоставления скоростных сопротивлений и
коэффициента стабилизации сопротивления грунта под конусом зонда
для талого и мерзлого грунтов
5.1.6. Определение механических свойств мерзлых грунтов
Определение характеристик предельно длительной прочно-
сти мерзлых грунтов. Мерзлые грунты относятся к телам с ярко
выраженными реологическими свойствами. Поэтому их прочность, в
зависимости от времени до разрушения, изменяется от условно
мгновенного до предельно длительного значения. Предельно дли-
тельное значение прочности соответствует такому напряжению,
до превышения которого деформации затухают и разрушь 1ие
происходит. При превышении же возникают незатухающие дефор-
мации ползучести, заканчивающиеся разрушением или потерей .
тойчивости.
Согласно ГОСТ [24] для лабораторного определения харакгор
стик предельно длительной прочности мерзлых грунтов пример'
ся испытания шариковым штампом, методом одноплоскостного
За ~Рх»оети смерзания, методом одноосного сжатия. л
ывшем СССР и России широкое распространение по’
^PeJJ оженный Н.А. Цытовичем метод вдавливания в грунт 111 мС-
топ°С*1епление, получаемое при испытаниях эт’ ,у
’ учитывает как «чистое» сцепление, так и трение.
оно получило название «эквивалентное сцепление». Предельно дли-
тельное значение эквивалентного сцепления мерзлого грунта Ccq
рассчитывается по формуле
С =0,18—(5.5)
тдр Nb - const - нагрузка на шариковый штамп;
db - диаметр шарикового штампа;
Sb - глубина погружения шарикового штампа в грунт в конце
испытания.
В результате проведения сравнительных полевых испытаний ме-
тодом статического зондирования и лабораторных испытаний мето-
дом шарикового штампа [40, 42] были получены корреляционные за-
висимости (5.6) и (5.7), позволяющие оценить величину Сед соответст-
венно по скоростным «/о, или стабилизированным qa сопротивлениям
мерзлого грунта под конусом зонда
С„= 0,003 1(<7„.;О,5) , (5.6)
где qcv-0,5 - сопротивление мерзлого грунта под конусом зонда, МПа,
при скорости погружения зонда v = 0,5 м/мин.
^, = 0,016^) , (5.7)
где qa.5 - сопротивление мерзлого грунта под конусом зонда, МПа,
при времени стабилизации зонда ts= 5 мин.
Для определения «чистого» сцепления С, согласно Н.А. Цыто-
вичу [108], необходимо вводить множителем поправку Л/, завися-
щую от угла внутреннего трения
C = M(CeJ, (5.8)4
где М— поправочный коэффициент; по В.Г. Березанцеву: М= 1 (при
Ф < 5е), М = 0,615 (при (р = 10е), М= 0,285 (при ф = 20е).
Тогда, учитывая формулы (5.6) и (5.7), «чистое» сцепление мерз-
лых грунтов С по данным статического зондирования можно прибли-
женно оценить по формулам
С = 0,016 м(да.5 j
С = О,ОО31Л/(д„.о.5)’ ,
V ' (5.9)
1,18
(5-Ю)
гпео os fes-то же, что и в формулах (5.6) и (5.7)
В отечественной геотехнике [86] для мерзлых грунтов примед^.
соотношение между предельно длительными значениями сопротивд ’
грунта Кс одноосному сжатию и эквивалентного сцепления
Rc 2Ceq •
(5.11)
Подставляя в эту формулу зависимости (5.6) и (5.7), получим
Rc =0,0062 (v.o,5) > (5.12
/ \U8
= 0,032 kJ
(5.13)
где ot5, q^s-то же, что и в формулах (5.6) и (5.7).
Определение характеристик сжимаемости мерзлых грунтов.
Некоторые виды многолетнемерзлых грунтов обладают сжимаемо-
стью. Основания, сложенные пластичномерзлыми и сильнольдисты-
ми грунтами, согласно отечественным нормам [86], должны рассчи-
тываться по второму предельному состоянию. Основным показате-
лем, характеризующим сжимаемость мерзлых грунтов, является ко-
эффициент сжимаемости пу и модуль деформации £/, определяемые
по результатам лабораторных испытаний грунта в компрессионном
приборе или полевых испытаний штампом. Последние применяются
Редко из-за их тпулл
м °ЦеНКИ к°мпХхионнп Р°ГОВИЗНЫ и Длительности.
(5 14чЫХ можно Испо^° Мод^ля ^Ф^мации ^-пластично-
‘ Слученную в результат ьзовать эмпирическую зависимость
комп17^11^ Мет°Д°м статичр ° Проведения сравнительных полевых
Рессионных испытаний [40,42]- 3°НДИрования и лабораторных
(5.14)
где qcv.oj — то же, что и в формуле (5.6)
Характеристики пи и Е, связью
/ ^/связаны между собой соотношением
(5.15)
R - 1
где Р 1-V ” КОЭФФИ«ИС"Т, для пластичномерзлых грунтов со-
гласно [24] допускается принимать р = 0,8;
v - коэффициент Пуассона.
Учитывая зависимость (5.14), при ₽ = 0,8, коэффициент сжимае-
мости mf по данным статического зондирования можно определить
по формуле
-0,11
(5-16)
5.1,7. Использование статического зондирования
для расчета основания фундаментов
на вечномерзлых грунтах
Использование вечномерзлых грунтов в качестве основания зда-
ний и сооружений осуществляется по одному из следующих двух
принципов.
Принцип I - сохранение мерзлого состояния основания в про-
цессе строительства и в течение всего заданного периода эксплуата-
ции объекта.
Принцип П - вечномерзлые грунты используются в оттаявшем
состоянии (с допущением оттаивания их в процессе строительства
или эксплуатации или с оттаиванием на расчетную глубину до нача-
ла возведения объекта).
Применение статического зондирования может быть весьма по-
лезным при обоих принципах строительства. >птикалыю
Определение несущей способности основа,.^^“^1
нагруженной сваи на вечномерзлых грунтах, « ' тунгах,
Wny Основным типом ФУ—применения
дчя расчета оснований свайных фуида-
исследоваться лишь в 1980 х
• нас в стране [100, 41,40], так
используемых по I принципу
статического зондирования ,
ментов на вечномерзлых грунтах на ix
годах. Их изучением занимались как }
и за рубежом [144, 145].
24 Закал 1141
__________________
ч.йеЖИЫЛ “v’""вопросы привязки И проверки дост
в ическне подходи, * Р явН0 недооцениваются. п
даЮТ ТеиРГреддагаемЫХ МХшей монографии неизвестна ни Од
ВСр1’°С мере авторам насгояш ивалась несущая способно^
>Фаи«е” ' публикация, гдеО• в результате статических исПЬ1.
зарубежная получ определения несущей сп0.
" S»»»» Пр»»»
««ии И рассчитанная по Д
только сопротивлением грута
СОбН°^аемые методики оперирУ е грунта вдоль муфты трения в
X^oScom зонда, сопротивление же гру
X не используется. бежных подходов в отличие от отече-
И Другой особенностью зару зондарованйя в них используются в
егведаых является то, что Д^н й ПОдход, напротив предусмаг-
ровном «косвенНО>>’п?^ование данных зондирования, без промер
ривает «прямое» "^Хных характеристик грунта. Он разраба-
очного определения прочн^ и под нагрузкой, пуга
тывался исходя из подобия Р^ й меЖду предельно длитель-
установления эмпирическида™ основаНия сваи и данными
ними сопротивлениями мерзль W сопротаВдение грунта вдаль
статического зондирования, включ
муфты трения. длительного сопротивления осно-
Частное значение прХенноТзабивной (бурозабивнои) сваи в
вания ^/вертикально ^определить п0 формуле
точке зондирования можно а
где kQF - коэффициент учи
мерзлых грунтов основания ™ВаЮЩИЙ Различие в состоянии вечно-
Дирования (при природной темт?МСНТ Выполнения статического зон-
проектируемого объекта fa™г РаТуре и в период эксплуатации
типпЫИ П° ^°РмУле kQF=p . ПР°ГНозн°й температуре Qsp), опреде-
пепрСНИЯ СВа^’ РассчитанньиЛ Uf,h ^ufp и ~ значения сопро-
Рат\^Яе'1Ь1Х П° таблииам ппилп^СП°ЛЬ30ВаНИем величин ^711 fpf> оП'
ппи^Ы’ Глу^ины заложения и п СНИЯ в зависимости от темпе-
Рогнозной esp и природной^ Мерзлого ГРУнта, соответственно
нижним предельно Длительное темпеРатурах мерзлого грунта;
ВД”ИМ Кон«°м сваи, р^считм СОПро™вление мерзлого грунта
„4? -»«« р вд , „
ения сваи (в месте опирания н
Icf— коэффициент условий работы мерзлого грунта вдоль боко-
вой поверхности сваи, зависящий от материала и вида боковой по-
верхности свай; для бетонных поверхностей фундаментов, изготав-
ливаемых в металлической опалубке, а также деревянных поверхно-
стей, не обработанных масляными антисептиками, ycf - I; для дере-
вянных поверхностей, обработанных масляными антисептиками,
ус/= 0,9, для металлических поверхностей из горячекатаного проката
Те/= 0,7;
fpf - предельно длительное сопротивление мерзлого грунта
сдвигу по поверхности смерзания сваи, рассчитывается по форму-
ле (5.19);
Арр - площадь поверхности смерзания 7-го слоя грунта с боковой
поверхностью сваи.
При поиске связи между предельно длительным сопротивлением
мерзлого грунта под нижним концом сваи RPf и сопротивлением
мерзлого грунта под конусом зонда qc исследовалось несколько ви-
дов сопротивлений грунта зондированию, соответствующих как фазе
перемещения зонда с постоянной скоростью так и фазе стаби-
лизации зонда (</„). При этом рассматривалось несколько значений
технологических параметров v и ts.
В результате корреляционно-регрессионного анализа [40, 42]
опытных данных было установлено, что для большинства видов
рассмотренных сопротивлений мерзлого грунта зондированию
имеется достаточно тесная корреляционная связь с Rpf. Для практи-
ческих целей предельно длительное сопротивление мерзлого грун-
та под нижним концом сваи Rpj допустимо определять по скорост-
ному сопротивлению <7<г.о,5, соответствующему скорости зондирова-
ния v = 0,5 м/мин:
/ \0.54
Rpf = 0’87 (^л ;0.5 )
(5.18)
где <7сг.о,5 - то же, что и в формуле (5.6).
В мерзлых грунтах сопротивление сваи вдоль ее боковой по-
верхности обусловлено обжатием сваи грунтом, а также смерзанием
грунта с ее боковой поверхностью.
Предельно длительное сопротивление мерзлого грунта сдвигу
вдоль боковой поверхности сваи frf рекомендуется рассчитывать на
основе пиковых сопротивлений мерзлого грунта вдоль муфты тре-
ния^,, характеризующих полное вмерзание зонда в грунт.
24*
371
Для определения сопротивления мерзлых грунтов СДВи
поверхности смерзания свш^можно использовать формуЛу\>
полученную экспериментально-теоретическим путем [40,42], 19),
(5.19)
где At-площадь поперечного сечения лидерной скважины, м2;
% - коэффициент бокового давления мерзлого грунта;
= 0,95(4/)1,56 - предельно длительное сопротивление мерз.
лого грунта сдвигу по поверхности смерзания забивных свай, по-
гружаемых без лидерной скважины, Аь~ 0, МПа;
уО.) = 0,45(&)138 - предельно длительное сопротивление мерзло-
го грунта сдвигу по поверхности смерзания бурозабивных свай, по-
гружаемых в лидерную скважину при условии Аь~А, МПа;
fsi - пиковое сопротивление мерзлого грунта вдоль муфты тре-
ния при додавливании зонда, МПа.
Определение несущей способности основания мелкозаглуб-
ленных фундаментов в вечномерзлых грунтах, используемых по I
принципу. Расчетное давление на мерзлый грунт Rsf под подошвой
столбчатых фундаментов согласно строительным нормам [86] рас-
считывается по формуле
Ял/=5,7С„/У>;+У;Л, (520)
где Сп — нормативное значение предельно длительного сцепления,
принимаемое равным: Сп = Сеч при испытаниях грунтов шариковым
штампом и Сп = 0,5 Rc — при испытаниях на одноосное сжатие; 1g'
коэффициент надежности по грунту; у/ — расчетное значение уде-1Ь
ного веса грунта; h — глубина заложения подошвы фундамента.
Подставляя эмпирическую зависимость (5.6) в формулу (5-2 )*
вводя в нее поправочный коэффициент, учитывающий различие
состоянии вечномерзлых грунтов основания в момент выполнен^
статического зондирования (при природной температуре 11 в
риод эксплуатации проектируемого объекта (при прогнозной тем
ратуре 0jp), получаем
0,0177 (^.0,) 1луyg +у, Л ,
(5.21)
372
где*™ коэффициент, определяемый по формуле fe„= R /₽ г
R*fp и ^я/1 значения расчетного давления «о °- ^'р гдс
ляемые по таблицам приложения 7 ГR61 МСРЗЛЫИ грунт, опрсдс-
ры и вида мерзлого = соотв™аВИСИМ°СТИ °Т ТСМПСра1у'
природной 0, температурах мерзлого грунта"” Пр°П'°3"011 °" "
Qcv.o,5 - то же, что и в формуле (5.6),
У&> Уь h - то же, что и в формуле (5.20).
Расчет деформаций оснований фундаментов в вечномерзлых
грунтах, используемых по I принципу. При проектировании оспо-
вании в пластичномерзлых и сильнольдистых грунтах, а также
подземных льдах согласно строительным нормам [86] требуется
расчет по деформациям. Для столбчатых фундаментов и кустов
свай применяется расчетная схема в виде линейно-деформируемого
полупространства или линейно-деформируемого слоя конечной
толщины.
Согласно нормам [86] расчетные деформационные характери-
стики пластичномерзлых грунтов (коэффициент сжимаемости mf
или модуль деформации ЕД следует принимать по данным ком-
прессионных испытаний при расчетной (прогнозной) температуре
грунта.
Для оценки деформационных характеристик пластичномерзлых
грунтов можно использовать зависимости (5.14) и (5.16) с введени-
ем в них поправочного коэффициента, учитывающего различие в
состоянии вечномерзлых грунтов основания в момент выполнения
статического зондирования (при природной температуре 0Д и в пе-
риод эксплуатации проектируемого объекта (при прогнозной тем-
пературе 65Д
Расчет оснований фундаментов в вечномерзлых грунтах, ис-
пользуемых по II принципу. При предварительном искусственном
оттаивании вечномерзлого грунта на заданную глубину статическое
зондирование оттаявших грунтов может эффективно решать тот же
спектр задач, что и на обычных природноталых гру нтах, однако при
его применении надо учитывать следующие особенности.
Первый цикл статического зондирования во всех случаях реко-
мендуется выполнять до начала оттаивания, на стадии ВЬ’Р _
проектных решений. Выбор сетки и точек зондирован»
значатьея с учетом прогнозной
В результате вытаивания льд^ р пссчаИых грунтов
грунтов. Если уплотнение кРуга^™°,см то консолидация гли-
происходит одновременно с их аточ’но долго (коэффициент
нистых грунтов может происход
и-
илй закрепление оттаявшего грунта, который^
„IIV грунтов сразу послс-их опаивания Во- --
фильтрации глин^оталых грунтов того же состава). '
раз больше природ , отгаиВающих в предпоСТр0с с
ЗОНД^я0есо бразно выполнять многократно, с опреДслс1)н;«
период, нел<*°° £ оценить динамику их самоуплотнения Во
ИНТерВХпед^лить момент возможности начала основных CTpJ ’
“Тьн х работ (когда основание будет иметь требуемые геотехн
^ие свойства). Нередко с целью улучшения основания Прим.
няют уплотнение или закрепление оттаявшего грунта, который *
оезультате таяния частиц и прослоек льда ухудшает свои строи.
ттные свойства. В этом случае зондирование рекомендуется Вы.
полнить сразу после оттаивания, а затем в процессе и после завер.
шения специальных работ по улучшению грунта. Испытание отга-
явших грунтов рекомендуется выполнять зондом, оснащенным
температурным датчиком, по методике, предусматривающей ста-
билизацию зонда.
Поскольку оттаявшие и природноталые грунты формировались в
разных условиях и имеют в основном разный генезис, при примене-
нии данных зондирования необходимо с большой осторожностью
использовать корреляционные зависимости, полученные для соот-
ветствующих видов природноталых грунтов.
В случае использования в качестве основания грунтов, оттаи-
вающих в период эксплуатации, по мнению авторов, возможны сле-
дующие пути применения статического зондирования. Первый под-
ход предусматривает на опытном участке локальное оттаивание
мерзлого грунта на проектную глубину (соответствующую прогноз-
ным теплотехническим расчетам) и его последующее испытание ме-
тодом статического зондирования. Второй подход предусматривает
использование зонда, дополнительно снабженного нагревательным
элементом (в начале 80-х годов конструкции таких зондов были
предложены в институтах БашНИИстрой и НИИОСП). В процессе
ндирования с интервалом по глубине выполняется периодическое
nonYnBnaHHe И испьггание грунта по специальной методике. Данный
тад«ческихе^удаостей.СЛа6° " С°ПрЯЖен С,рядом технических И
нения^астич^рзлы?- ПерспективУ для Условий распро^'
сиабжениые одновр^'
нетольадтемператупТЧИКаМИ’ ЧТ0 дает возможность опрсдел^
с Учетом их оттаивани " Механические свойства мерзлых грУнТ°
я> но и их теплофизические свойства.
тодических трудностей.
грунтов имеют тензометрические зонд1,1’
j как нагревательными элементами, та
5.2. Просадочные грунты
Использованию статического зондирования в просадочных
грунтах длительное время уделялось сравнительно мало внимания,
так как значительная часть специалистов слабо верила в перспектив-
ность такого направления. Это легко заметить, рассматривая норма-
тивные документы разных лет XX века бывшего СССР и России, -
каких-либо конкретных указаний по вопросам применения зондиро-
вания в просадочных грунтах в них не имелось. Такая ситуация на-
блюдалась не только в нашей стране, но и за рубежом. Тем не менее
исследования в этом направлении неоднократно проводились мно-
гими специалистами, особенно в СССР, в результате чего было по-
лучено немало интересных результатов, которые, к сожалению, не
получили широкого практического применения. Определенную роль
сыграла и система внедрения технических новшеств в СССР, кото-
рая была ориентирована преимущественно на массовое их примене-
ние, закрепляемое в форме обязательных требований общегосудар-
ственных норм и стандартов. Такая система требовала достаточно
высокого уровня практической готовности результатов исследова-
ний и разработок, чему большинство работ в рассматриваемой об-
ласти, как показала практика, все же не удовлетворяло. Тем не менее
проведенные исследования подтвердили рациональность многих по-
лезных идей, доработка которых могла бы дать и в настоящее время
значительный практический эффект. По этой причине представляет-
ся целесообразным проанализировать некоторые из выполненных
работ, содержащих подобные идеи.
В 60-х годах институт НИИОСП [52, 51] развернул работы по
созданию методики количественной оценки просадочности лессовых
грунтов методом зондирования, включая разработку соответствую-
щего зондировочного оборудования. Основная идея наметившегося
подхода заключалась в использовании корреляционной зависимости
между относительной просадочностыо грунта е5/ и коэффициентом
снижения прочности грунта при замачивании К3.
Относительная просадочность ел/ в период проведения упомя-
нутых исследований определялась так же, как и в настоящее время
[92а], т.е. по результатам компрессионных испытаний с замачивани-
ем и использованием формулы
_ !>п.р (5 22)
h '
375
____ “,U1P
- • cr0полного водонасыщснщ
e, “₽-₽«»»“ *-
гДе P"t" оИродИ°’‘ ..ца грУ1Гта образна)-
^ВСГ 2 высота рубине 0тб0Рн °ти грУнию при к>
РодВДфи^
зондач:Х»егр7
ЛСНШ° это
Аз ~ Qc I Цс.заш 23)
Первые исследования относились к использованию прси.\|уш
ственно ручных зондировочных устройств (зондов-щуП0в
разд. 1.3.5). В.И. Крутов и Р.П. Эйдук [52] предложили методов
деления относительной просадочности грунта путем проведения
зондирования (вдавливания зонда-щупа) с поверхности шурфа
Сущность их предложений сводилась к следующему. Поверхность
дна шурфа разравнивается и делится на две половины. На одной
производится зондирование на глубину 10 см при естественной
влажности грунта, на другой - замачивание грунта на глубину
15...20 см с последующим таким же зондированием. Зондирование в
обоих случаях производится в 10 точках с определением средней
величины удельного сопротивления зондированию грунта при есте-
ственной влажности и в водонасыщенном состоянии. Относительная
просадочность е5/ определяется по величине К3, т.е. по полученному
отношению среднего сопротивления грунта в естественном состоя-
нии к аналогичному сопротивлению после замачивания (формула
(5.23). Предлагается эмпирическая формула
ef/ = a(«-3-l), (5-24)
где €,/- относительная просадочность при давлении 0,3 МПа,
а - эмпирический коэффициент, уточняемый для каждого ко
кретного региона (для лессов Среднего Приднепровья а = 0,021)
Согласно формуле (5.24) в условиях, для которых а ~ 0,02 , *
садочным должен считаться грунт, в котором К3 > 1,52, так как
гласно ОСТ 25100-95 [28] в просадочном грунте е5/> 0,01 • Ij3
nnvmPHrH^° ходимости пересчета относительной просадочН° я
данных ™ ЫЧН° меньшие) Давления используются типичнь
лений ловии зависимости относительной просадочности
376
Болес удобным ппсдставпяетг
В.И. Крутовым И Б.И. Кулачкиным Г51Д1РУГ0И М”°Д’ РазРа6отанный
шурфов, ио предполагает кспольмм,,,’Т°РЫИ "С трсбуст °™>пки
которые может подавиться вода (такие зХ^ыТ*
ваться практически на любые зонлипп™ ДЬ’ ‘ЮГуТ устанавлн’
ванне производится с поверхности земли ЗоилУ”В"0ВКн)- Зо1,днро’
естественной влажности при этом производятся сганд рт-ые X
ры сопротивлении Чс и/(или только ?с). На заданном торизме оп-
ределения относительной просадочное™ зондирование приостанав-
• ливастся, штанга с зондом приподнимается на I0...20 мм и включа-
ется система подачи воды в грунт для его замачивания. Замачивание
продолжается до полного водонасыщсния грунта. Необходимый для
этого объем воды определяется расчетом, при котором исходными
данными служат характеристики грунта — плотность, влажность,
полная влагоемкость и т.д. Радиус замоченной зоны обычно прини-
мается равным 20 см. Контроль степени замачивания производится
по расходу воды. После завершения замачивания зондирование про-
должается, в результате чего определяются сопротивления уже за-
моченного грунта.
Коэффициент снижения прочности грунта при замачивании
определяется путем деления среднего сопротивления qc, измеренно-
го до замачивания (на участке 15...20 см, располагающемся непо-
средственно над замачиваемой зоной), на среднее сопротивление qn
в замоченной зоне.
На последующих горизонтах определение сопротивлении грунта
и процедура его водонасыщсния повторяется в описанной выше по-
следовательности.
В.И. Крутов и Б.И. Кулачкин в своих исследованиях использовали
установки СПК и С-832 (с тензометрическими зондами II типа диамет-
рами соответственно 62 мм и 36 мм), зонды этих установок дополни
тельно оснащались устройствами для подачи воды. На рис. 5.14 привс
Дены общий вид и конструкция их зонда, выполненного путем перс
оборудования зонда установки СПК (см. разд. 1.3.4и рис. . э •
гичный зонд был разработан и для установки С-8э- (принцип»
разницы с зондом СПК не было). „сил ппоходит
Внутри корпуса зонда, представленного на Рн • _ ’ ’ расп0-
труба 4 для подачи воды в забой скваж™“’ “ “ У 5 „ пружины
ложен подпружиненный клапан, состоя - н вь1Движс-
6. В конусе 2 вмонтирован выдв‘“1‘°"ю‘щ1Г1 ^унт. Выдвижение на-
нии которого вода поступает в с> ру воды> поступаю-
конечника 3 происходит под Дс
щей по трубе 4 через подпружиненный клапан (5, 6), срабаты
щий (пропускающий воду) при определенном давлении. Порог
батывания клапана регулируется.
Рис. 5.14. Общий вид и схема зонда для оценки
просадочности грунтов [51]:
а - общий вид зонда и приспособлений для подачи воды; б — схема зонда;
1 - корпус, 2 - конус, 3 - выдвижной наконечник, 4 - труба для подачи во-
ды в забой зондировочной скважины, 5 - шарик, 6 - пружина
Диаметр конуса на 1 мм меньше диаметра корпуса (муфты тре-
ния), что исключает возможность образования между муфтой трения
и грунтом каких-либо щелей, через которые могли бы происходить
дополнительные непредусмотренные утечки воды.
Система подачи воды (рис. 5.14, а) включает бачок, аккумулятор
воздушного давления и напорные шланги, соединяющие бачок с
зондом и аккумулятором. Бачок снабжен водомерной трубой для за-
мера объема поданной в грунт воды и манометром для фиксации
давления воды при замачивании грунта.
На рис. 5.15 приведены в виде диаграммы рассеяния результаты
сравнения относительной просадочности (еЛ/), определенной стан
дартным способом (компрессионные испытания с замачивание л
[28, 27]), с коэффициентом снижения прочности грунта при зам^4^
вании (7<j = qc/qn)t определенным по данным зондирования метод
В.И. Крутова и Б.И. Кулачкина.
Как видно из рис. 5.15, связь К3 с £,/ довольно тесная (коэфФ1,и
ент корреляции 0,87).
Зависимости «е5/ - К,» носят пог,,л..„
ят региональный характеп и лолжми
устанавливаться для каждого конкретно™ dPdK1LP и должны
Ратного района, на что обращают
внимание авторы. г ’ и вращают
Рис. 5.15. Сравнение относительной просадочности с,/, определенной
стандартным способом (компрессионные испытания с замачиванием),
с коэффициентом снижения прочности грунта при замачивании А*„
определенным по данным зондирования методом В.И. Крутова
и Б.И. Кулачкива (51):
грунты - лессовые суглинки Днепропетровска (крестики) и Одесской об-
ласти (кружки)
Для практических расчетов относительной просадочности esi ав-
торы предлагают эмпирическую формулу
Est = аК3 4- Ь, (5.25)
где а и b — параметры, устанавливаемые для каждого исследуемого
района,
К3 — то же, что и в формуле (5.23), т.е. коэффициент снижения
прочности грунта при замачивании (Кг = q</qcd- ~
Для лессовидных суглинков Днепропетровска и Одесской об-
ласти параметры в формуле (5.25) составили а - 0,022, b -0,
Нетрудно подсчитать, что при таких параметрах снижение от зама
чивания сопротивлений грунта зондированию лишь на 0 У
соответствует просадочному грунту' (т.е. £,/> 0,01). на
Рассмотренный метод был достаточно лнс можн0
практике, дал значительный экономический эффсь j 1|ПЖС.
было предполагать, что он займет ы- нскотороП ДОра-
нерно-геологических изыскании (в . ^^гопрцятно, и особо-
ботки). К сожалению, ситуация с.
379
.„ЯПистов метод не вызвал, эа-пришедшис
го интереса у после публикации работы [51] каких!?
половиной ,вающих выдвинутую идею или даЖс б°
новых "Убликации, Рком применении предложенного метода, *'
щаюших о пр фии найти не удалось.
раМГтох годах в институте БашНИИстрой была предпрИНята
пытка Упрошенного использования идеи замачивания грунта
" овочную скважину. Вода заливалась в скважину диаметр
т 6 3 7 см остающуюся после проведения стандартного зоНдИро.
вадия ’проводилось наблюдение за прониканием этой воды в грунт
Опыты проводились в Уфе, в макропористых делювиальных суглин-
ках со слабовыраженной просадочностью (е5/- 0,01 ...0,025, коэффи,
циент водонасыщения составлял 0,7...0,8). Положительного резуль-
тата получить не удалось, так как вода через такую скважину проса-
чивалась очень плохо (за 2 часа уровень воды в залитой скважине
понижался лишь на 10... 15 мм). По-видимому, замачивание через
зондировочную скважину эффективно лишь в высокопористых лес-
совых и лессовидных грунтах.
В эти же годы В.М. Еникеевым [32] был предложен прибли-
женный способ выявления просадочности грунтов по данным зон-
дирования по косвенным признакам без проведения замачивания
(в данном случае термин «косвенный признак» употреблен не в
смысле М. Джамилковского [141], а предполагает методику, при
которой собственно просадки не происходит). Метод основывается
на сравнении сопротивлений грунта на муфте трения (Д) при стан-
дартной скорости погружения зонда и при его равновесном состоя-
нии, т.е. при релаксационно-ползучем режиме испытания, часто
именуемом в отечественной практике зондированием «со стабили-
зацией» (в разделе 2.3 эти величины обозначались соответственно
fv иУст). В водонасыщенных глинах и суглинках стабилизированные
значениясоставляют, как правило, 60...70% от скоростных/
(т.е. полученных при стандартной скорости погружений зонда
,2±0,3 м/мин). Однако в некоторых грунтах, в первую очередь в
макропористых суглинках (лессовых, лессовидных), обладающих
просадочными свойствами, во многих песках такого снижения не
rnvwT^v^051* ^апротив> стабилизированные значения fcr в таких
ка не превосходить скоростные fv. Это обстоятельство по-
лить ппелп(УлягУ едительного теоретического объяснения, можно
терных для пела^Ь’ ЧТ° ПрИ малых скоростях деформаций, хаРа*
грунта переходит в новое, более плотное
стояние, характеризующееся возрастанием прочности. В песках
“ ХТДИТ "ОВЬ,ШС"”С ™осТи, по-видимому, ан Логич-
ное по своей природе процессу, упомянутому в разделе 4 4 2 - из-
менению плотности насыпей, продолжающемуся некоторое время
?°/713лВяРТ2ИЯ ДИНамического Уплотнения. Таким образом, при
fjfv 0,8...1,6 грунт следует считать либо просадочным (лессо-
вым, лессовидным) суглинком, либо песком.
Как уже упоминалось в главе 3, вопрос о распознавании песча-
ных и глинистых грунтов по данным статического зондирования
(зондами II типа) изучен довольно подробно. Хотя надежность таких
оценок невелика, при использовании зондирования совместно с бу-
рением практически всегда удается отличать пески от макропорис-
тых глинистых грунтов. Как отмечалось, для песков характерны низ-
кие значения fs/qc (< 2...3%) и высокие qCi зачастую измеряемые де-
сятками МПа. В просадочных же суглинках сопротивления qc обыч-
но не превышают 4...5 МПа, а отношения//9счаще всего лежат в
пределах 3...7Л. По этой причине отношение равновесных значений
сопротивлений грунта на муфте трения f„ к скоростным /, оказыва-
ется приемлемым критерием для выявления просадочности грунтов.
В частности, такое распознавание облегчается тем, что сочетание
песков с просадочными глинистыми грунтами на одной и той же
площадке встречается довольно редко.
На рис. 5.16 представлены диаграммы рассеяния, полученные
В.М. Еникеевым [32], отражающие связь величин f„/fv с известными
критериями просадочности - относительной просадочностью [28,
27] и широко применявшимся в 60...80-е годы приближенным кри-
терием просадочности П [88, 102]:
^L~e
где e - коэффициент пористости грунта природного сложения и
eL - коэффициент пористости, соответствующий влажности на
границе текучести, определяемый по формуле
е, = w£ —, (5.26а
к
ls> Yir— соответственно удельный вес твердых частиц грунта и воды,
— влажность на границе текучести.
•>
л О О 1
Сравнение величин/^#, с традиционными показателям
я~ сравнен™» пРосаД°чности разных лет [32]:
по СНиП 2 относительной просадочностью
П 2 °2-01-83* (83]; б - сравнение/ст/Л с величиной П
по СНиПП-15-74 [88, 102]
387
Показатель П отражает изменение коэффициента пористости
при полном водонасыщении. К просадочным грунтам относятся
грунты, для которых соблюдаются следующие условия [88 1021 -
при числе пластичности 0,01 < /р <0,10—* П<0 10*
» --- 0,10 < 7р <0,14-* П< 0,17*
--- »----- 0,14 < /р <0,22—* П<0,24.
С увеличением просадочности величина П проявляет тенденцию
к уменьшению, но разброс такой зависимости довольно велик, в свя-
зи с чем показатель П, как правило, не используется для количест-
венной оценки просадочности, а рассматривается как чисто номенк-
латурный признак, определяющий склонность грунта к просадкам.
В настоящее время критерий П изъят из российских норм как недос-
таточно точный, однако на практике он нередко успешно применяет-
ся, причем в наиболее известном отечественном учебном пособии по
механике грунтов и фундаментостроению [ 102] ему уделяется доста-
точно много внимания (предполагается, что будущий инженер-
строитель должен уметь применять такой показатель). Иными сло-
вами, приемлемость показателя просадочности П для приближенных
оценок игнорировать нельзя, так как она подтверждается многолет-
ней практикой проектирования фундаментов в бывшем СССР и РФ.
Как видно из рис. 5.16, корреляционная связь величин fcx/fvc
традиционными критериями просадочности особых сомнений не вы-
зывает.
Таким образом, если грунт не является песком, а значения /fv
близки к единице или превышают единицу = 0,8... 1,6), то это
следует рассматривать как признак просадочности. Естественно, что
в конкретных условиях такая оценка всегда требует дополнительно-
го подтверждения более точными методами, тем нс менее простота и
быстрота такого способа выявления просадочности делает его по-
лезным, несмотря на сравнительно невысокую точность.
Проектирование свайных фундаментов. Определение несущей
способности свай по данным зондирования в просадочных грунтах
всегда требует той или иной дополнительной информации (опытного
замачивания, испытаний свай, лабораторных испытании и т.д.). Со-
гласно отечественным нормам [85, 93] методы решения таких задач
зависят от типа просадочности и предполагаемых условии эксплуа
тации сооружения.
В просадочных грунтах I типа (т.е. дающих при зама
котловане просадку от собственного веса менее э см) '
ности замачивания несущая способность сваи опрс^^ расчеты
как и в обычных (непросадочных) грунтах. В таких у
383
иТимеют'т е. они производятся так же, как это описано в
собственно, что уверенность в невозможности замами^ £Чз.
аварийного замачивания или подъема уровня под3ем^.
должна быть достаточно обоснованной. Ч)
Следует лишь учесть одно недостаточно изученное обсгОят
во Отечественные нормы [85, 93] признают возможность неко?Ьст-
повышения влажности твердых глинистых грунтов и при отс2РОг°
возможности их замачивания. Такое увлажнение может возН„ и
вследствие нарушения природных условий испарения воды „Г*
грунта под возведенным сооружением в процессе его длительной П°Р
плуатации (иногда используется термин «эффект затемнения») 0°’
гласно упомянутым нормам [85, 93] в условиях невозможности за
чивания просадочных грунтов сопротивления таких грунтов под ци0
ним концом и на боковой поверхности сваи при влажности меньи/ей
границы раскатывания wp должны приниматься пониженными, соот-
ветствующими влажности равной границе раскатывания xvp.
Однако такое явление должно было бы проявляться в любых
глинистых грунтах твердой консистенции (как просадочных, так и
непросадочных). В то же время нормы [93] требуют его учета в не-
просадочных глинистых грунтах лишь при расчетах несущей спо-
собности свай по показателю текучести IL (при степени влажности
ниже 0,8 показатель текучести пересчитывается на условия полного
водонасыщсния). В то же время в нормах нет никаких указаний по
такому учету ни для статических, ни для динамических испытаний
свай, ни для расчетов по данным зондирования, хотя это было бы
вполне логичным. Многолетняя же практика не выявила каких-либо
опасных последствий таких упрощений. По-видимому, подобный
вопрос нуждается в дополнительном исследовании, и связанные с
ним практические задачи должны решаться исходя из местного опы-
та. Возможно, что при наличии опасений сопротивления зондирова-
нию qc н/ грунтов, имеющих влажность ниже целесообразно «в
запас» несколько снижать (например, на 15...20%), учитывая этим
возможное проявление описанного выше явления.
Если же замачивание возможно^ испытания или расчеты должнь
выполняться применительно к условиям полного водонасыЩеН1
грунта. R таких условиях можно выделить три варианта опреДелеН
несущей способности свай по данным статического зондирования.
тичрг "ривязка Расчет°в по данным зондирования к результатам
чиваниГ “и™ СВаЙ’ уводимых в условиях локального
чивания основания; J
KOT~wTC Зондирования ™ до и после его замачивания (в
естественном;^СОпротивлсний * "/» соответствующих
естественному и замоченному грунту;
- проведение зондирования грунта в естественном состоянии с
введением поправок в получаемые дс и/, на основании лабораторных
испытаний грунта с замачиванием (с учетом местного опыта).
В первом варианте перед забивкой (изготовлением) пробной
сваи и се последующими испытаниями проводится зондирование
грунта либо непосредственно в намеченной точке забивки (изготов-
ления) этой сваи, либо вблизи ее (на 1...2 м). Как показывает прак-
тика, оптимальным является проведение испытаний сваи не только
после замачивания основания, но и до замачивания, так как это дает
следующие преимущества:
- сравнение предельных сопротивлений сваи, полученных при
ее испытаниях до и после замачивания грунта, позволяет с наиболь-
шей достоверностью определять степень снижения сопротивлений
этой сваи при замачивании, что можно затем распространять на всю
площадку (или выделенную ее часть);
- сравнение предельных сопротивлений сваи, полученных до
замачивания по данным зондирования и по данным испытаний
пробной сваи, позволяет повысить достоверность расчета по данным
зондирования, т.е. откорректировать его применительно к условиям
данной конкретной площадки (например, путем уточнения коэффи-
циента надежности ук).
При сравнении результатов испытаний свай до и после замачи-
вания целесообразно использовать формулу
F
£ = —^ + Д,
(5-27)
где к — поправочный коэффициент, учитывающий влияние замачи-
вания грунта, вводимый (в виде делителя) к среднему сопротивлс
нию свай, определяемому по данным зондирования в пределах
всей площадки или ее участка (в зависимости от однородности
F F зам - сопротивления сваи, полученные путем ее статиче
ских испытаний, соответственно до и после 3^ач1‘в^ИЯвХщие на
Д - поправка, учитывающая ^"^ых точках площадки
соотношение сопоставлении ги и г u UM Р
(неоднородность грунта, неточности расчетов и
25 Заказ 1141
385
Плппавку Д целесообразно принимать равной 0,1 ...0,2 в
моет" от однородности грунтов площадки. При знаЧигель еИ.
породности площадка разбивается на участки и коррСКТ11
прщивлений свай производится применительно к кажД0Му
Хсчьно, т.с. испытания сваи проводятся на каждом участкс
рХо вопросы корректировки приближенных данных рассм^
ются в главе 6). w „
Наличие результатов испытании сваи до замачивания позВоля
также повышать достоверность расчетов несущей способности свай Г
данным зондирования, так как такие расчеты, несмотря на все свои
достоинства, являются приближенными и всегда в той или иной Ме "
нуждаются в корректировке. В данном случае корректировка результа
тов расчета становится возможной в связи с получением предельных
сопротивлений свай в одной и той же точке площадки двумя различ-
ными методами (зондированием и испытанием сваи). На основе такой
корректировки, предполагающей расчет, аналогичный изложенному
выше по формуле (5.27), определяется поправочный коэффициент на-
дежности эквивалентный коэффициенту к в этой формуле. Подроб-
но методика такой корректировки также рассматривается в главе 6.
Если испытания сваи до замачивания нс проводятся (т.е. когда
выполняется испытание только с замачиванием), результат расчета
по данным зондирования привязывается непосредственно к резуль-
тату испытания сваи в замоченном грунте. При этом используется
формула, аналогичная (5.27), отличающаяся тем, что сопротивление
сваи в грунте естественной влажности Fu принимается по данным
зондирования. Такой расчет менее достоверен, так как различие ме-
жду Fu и в этом случае отражает нс только влияние замачива-
ния, но и неточность самого метода расчета по данным зондирова-
ния (недостатки расчетной схемы). Оба фактора оказываются нераз-
делимыми, хотя они могут проявляться по-разному в различных точ-
ках площадки. В этих ситуациях поправку Д желательно принимать
максимальной (Д > 0,2). С практической же точки зрения отсутствие
испытания сваи до замачивания вряд ли может быть оправданным,
так как основные затраты при организации таких испытании при*0*
дятся на приобретение и погружение (изготовление) свай, на монтаж
спытательного оборудования. Проведя такие сложные подгото^1
ьные работы, явно нецелесообразно ограничиваться лишь испь
танием с замачиванием.
грунта в ввРианте предполагается опытное замаЧ!?В^н.
Дарование проведения статических испытаний сваи
Р НИС Проводится До и после замачивания. На основании пол)
386
чснных данных такого зондирования производится расчет сопротив-
лении свай в грунте естественной влажности и насыщенном водой. За
пределами участка, на котором проводилось опытное замачивание,
расчеты производятся по откорректированным значениям сопротив-
лений грунта зондированию иАзам» определяемым по формулам
7сзам = С/с/Кз, Азам , (5.28), (5.29)
где qc, qCtVat - удельные сопротивления грунта под конусом зонда со-
ответственно до и после замачивания грунта,
fs> Азам ~ сопротивления грунта на муфте трения зонда соответст-
венно до и после замачивания грунта,
К3 — коэффициент снижения сопротивления грунта под конусом
qc при замачивании, определяемый по формуле (5.23),
K3j - коэффициент снижения сопротивления грунта на муфте
трения А при замачивании, определяемый по формуле
А^Азач- (5.э0)
В связи с неоднородностью грунта и неизбежной неравномерно-
стью замачивания зондирование следует выполнять с двух-, трех-
кратной повторностью, располагая точки зондирования, проводимо-
го до и после замачивания, вперемешку и сравнивая нс единичные, а
средние значения получаемых сопротивлений грунта. Значения К3 и
K3j вычисляются для заданного интервала глубин, который обычно
соответствует инженерно-геологическому элементу. В большинстве
случаев К3 ~ K3j [32].
В третьем варианте предполагаются примерно тс же операции,
что и во втором, но коэффициенты К3 и KXf определяются по данным
лабораторных испытаний без опытного замачивания котлована.
Единой методики лабораторного определения коэффициентов сни-
жения прочности грунта при замачивании нс выработано. В.И. Кру-
тов и Б.И. Кулачкин [51] предлагают оценивать такое снижение ве-
личиной (коэффициентом) Кс:
(5.31)
Фзам
где се, Сзам- удельное сцепление грунта соответственно при естествен-
ной влажности и после замачивания (до полного водонасыщения),
фо фмм - угол внутреннего трения грунта соответственно при ес-
тественной влажности и после такого же замачивания.
25*
387
_______________z^uSSitXWp^ с
По их да***’’ ^ подобно уже упоминавшемуся
тельной про—11
ЦИСМТУ ‘ ’
различаться
, .n уже упоминавшемуся коэц1ь
Jo * nf °п1ако К< « К’ могут с"<^
1 ФОР^ согласно ПР »°д г То№ЯТГи значения К[
'Л-6 J^0B‘WT^aS>« К, ДИ» аналогичных cyrnil„.
^ер«о BncSc"B("P” ПРОЧН°СТИ Ш'та *
«»’«3**SS,S.
замачивании ”сп К,==т8,Л^’
•£.зам,
- сопротивление грунта срезу при природном давлении
гдет^Лхз» vu н ствснн0 при естественной влажности и
(см. формулу ^•^“"водонасышения.
ПРИ В^праетических расчетах можно приближенно принимать
= v = К т е сопротивление на муфте трения замоченного проа.
пачнпго гоунта принимается равным Дмм fJ t-
В печных грунтах II типа (т.е. дающих при замачивании в
котловане просадку от собственного веса более 5 см) несущая сио-
= сваРй обычно
Рис. 5.17. Схема, поясняющая
определение расчетной нагрузки,
допускаемой на сваю в просадочных
грунтах II типа:
— просадочный грунт, 2 — непросадоч-
ный грунт, 3 - свая, 4 - зона действия
сил отрицательного трения
388
Согласно российским нормативным документам fRS он „
касмая нагрузка на сват м п Д умситам l°5» 93J лопус-
стся по формуле ™'С rpy,tT0BUX условнй
(5.33)
где Fj несущая способность сваи в зоне ниже оседающих слоев
грунта;
Т* ~ коэФФициснт надежности, отражающий достоверность рас-
ЧСТаДсч С°ГЛаСН0 t85, прн Расчстах по Данным зондирования
У к =1,25);
ус — коэффициент условий работы, значение которого зависит от
возможного значения просадки грунта sst’ при sst = 5 см ус = 0, при
ssi > 2su ус = 0,8, для промежуточных значений ss/ значения ус опре-
деляются интерполяцией (su — допускаемая нормами [83] средняя
осадка для проектируемого сооружения);
— отрицательная сила трения, т.е. дополнительная нагрузка на
сваю от оседающих слоев грунта.
Несущая способность нижней части сваи (ниже оседающих сло-
ев) Fd определяется как разность между несущей способностью свай
длиной I на вдавливающую нагрузку и несущей способностью свай
длиной hst на выдергивающую нагрузку (см. рис. 5.17). Величина Л5/
представляет расчетную глубину, до которой производится сумми-
рование сил бокового трения проседающих слоев грунта. Она при-
нимается равной глубине, на которой значение просадки грунта от
действия собственного веса, определенное в соответствии с указа-
ниями норм [83], равно 0,05 м (чаще всего низ расчетной проседаю-
щей зоны оказывается на 2...4 м выше подошвы просадочного пла-
ста или существующего уровня подземных вод в этом пласте)
Величина Fd отражает сопротивление непросадочного пласта - 2
и нижней части просадочного пласта — 1, в пределах которой ожи-
даемая просадка не превышает 0,05 м, т.е. Fj характеризует «удер-
живающую часть» сопротивления основания. Расчет Fj производит-
ся по данным зондирования грунтов обычно естественной влажности
по формулам, рассмотренным в разд. 4.3. ’Учитывая, что в нижнеи
части просадочного пласта при замачивании должно произойти нс
которое снижение сопротивлений грунта на м\фте трения пр
расчете целесообразно учесть это снижение (путем ввсд^^
санных выше поправок), однако доля такого снижения
3S9
СВай ho
еННой
обычнолежит в пределах точности расчетов сопротивлений
данным зондирования. По этой причине в большинстве слу
пустимо использовать результаты зондирования грунта естеств
влажности без поправок.
Отрицательная сила трения Рп также вычисляется по да
зондирования с использованием формул для расчета сопротИВЛен .
свай выдергиванию (длина таких свай принимается равной 7^) ЕсИи
замачивание возможно только снизу (подъем уровня под3емнЛИ
вод), расчет отрицательного трения следует выполнять по данный
зондирования, полученным в грунте естественной влажности. Пп
ожидаемом замачивании сверху допустимо использовать понижен-
ные значения сопротивлений на муфте трения fSi соответствующие
водонасыщенному грунту (£.3а.м)- Однако при недостаточной уверен-
ности в возможность такого замачивания целесообразно «в запас»
принимать отрицательное трение Рп применительно к грунту естест-
венной влажности, т.е. без его снижения. Если же нижняя непроса-
дочная толща представлена «размокающим» грунтом, способным
менять свой показатель текучести II при обводнении (при подъеме
уровня подземных вод), то сопротивления такого грунта также
следует оценивать после замачивания. Следует отметить, что подоб-
ные изменения свойств непросадочных грунтов при повышении
уровня подземных вод обычно незначительны. В той или иной мере
они возможны в любых глинистых грунтах, при любых фундамен-
тах, если ожидаются изменения гидрогеологических условий. На
практике этим чаще всего пренебрегают, рассматривая подобные
вопросы лишь при проектировании особо ответственных и сложных
объектов.
В работе А.М. Дзагова [30] приведены примеры определения на-
грузок, допустимых на сваи 0,35x0,35 м, длиной до 24 м в просадоч-
ных грунтах II типа, на двух площадках Ростовской области. Опре-
делялись сопротивления нижнего непросадочного слоя Fd и силы
отрицательного трения Рп по данным статического зондирования и
статических испытаний свай. За точную оценку отрицательного тре
ния принимались результаты испытаний на выдергивание свай, по
груженных на глубину проседающей толщи. Для определения со-
противления нижней непросадочной толщи сваи погружались чеРе
лидирующие скважины, 0500 мм, пробуренные до низа просаД<*'
няпягиЛ1ЦИ’ ТаК ЧТ° ПРИ испытании на вдавливание нагрузка пеРе^ч
На НИЖНИЙ «просадочный пласт. Уровень подзем^
ние и испита ° подо.шво« просадочного пласта, поэтому зондир0
испытания сваи производились без
Полученные результаты подтвердили приемлемость статическо-
го зондирования для расчета как сопротивляемости нижн^ непроса-
дочнои толщи Fd, так и силы отрицательного трения Р„- расхожде-
по данным зондирования и стати-
ческих испытании не превышали 20%.
5.3. Грунты с включениями крупных валунов или глыб
(моренные, элювиальные и проч.)
Для северо-запада европейской части России характерны морен-
ные отложения в виде плотных суглинков, содержащих включения
гальки и валунов размерами от нескольких сантиметров до несколь-
ких метров. Наличие крупных валунов существенно затрудняет про-
ведение земляных работ и устройство фундаментов, так как часть
таких валунов приходится удалять за пределы котлована или разру-
шать, привлекая для этого дополнительную технику. Особые слож-
ности возникают при устройстве фундаментов из забивных свай. Из-
за столкновений отдельных свай с валунами не достигается их про-
ектная глубина погружения, в связи с чем приходится на стадии
производства работ решать вопросы о несущей способности недоби-
тых свай, вносить изменения в проект. Возникает необходимость
срубки недобитых свай, удаления срубленного железобетона за пре-
делы площадки. Во многих случаях могут требоваться дублирующие
сваи или другие способы усиления свайных фундаментов, а при вы-
сокой «валунности» (насыщенности валунами) применение свайного
фундамента вообще оказывается нецелесообразным. Последнее об-
стоятельство, выявленное с опозданием (не на стадии изысканий, а в
процессе забивки свай), создает серьезные проблемы, вызывающие
I длительные задержки и удорожание строительства.
В период массового применения свай в СССР упомянутые про-
блемы возникали довольно часто, так как в районах преобладания
моренных грунтов возводилось много объектов на свайных фунда-
ментах. Этому способствовали положительные качества моренных
суглинков, которые при малой насыщенности валунами оказывались
I очень хорошим основанием для свайных фундаментов. В таких
г грунтах несущая способность 500...700 кН иногда достигалась при
К' Длине призматических свай лишь 4...6 м, чго делало свайные ун
О-Даменты весьма экономичными. mvn.
Р Крупные валуны могут встречаться нс только в мо с
F тах> но и в некоторых морских отложениях, что осо чаются от_
• Для берегов океанов. В нашей стране такие гру
носительно редко, поэтому для оичес.венни.и строителя BajIV,
обычно ассоциируются с моренными грунтами. Унц
Во многом сходны проблемы, возникающие и при стрОител
на элювиальных грунтах, особенно характерных для Уральской з0ТВс
нашей страны. Такие грунты отличаются повышенной неодНОро Нь'
стыо и наличием каменистых включений материнской породу °'
танцев») в виде щебня, глыб, трещиноватых скальных массиве^
Крупные глыбы создают такие же проблемы, как и крупные валун*
т.е. затрудняется проведение земляных работ, устройство фундамен*
тов, особенно свайных.
Как показывает практика, во всех упомянутых случаях статиче
ское зондирование представляет наиболее удобное средство обнару.
жения крупных включений скальных пород (окатанных или неока-
танных) в изучаемом грунтовом массиве [22, 77].
При изысканиях для проектирования сооружений со значительной
подземной частью (подземными этажами) на участках, где возможно
большое количество валунов (глыб), статическое зондирование сущест-
венно облегчает решение многих технологических задач, связанных с
производством земляных работ. Сведения о наличии или отсутствии та-
ких валунов (глыб), об их размерах, расположении позволяют рацио-
нально подбирать комплекты машин и механизмов для разработки кот-
лованов. Иногда (если это допускают архитектурно-планировочные ре-
шения) удается корректировать расположение проектируемых объектов
в плане, выбирая наиболее подходящие участки. Наиболее важными яв-
ляются сведения о крупных каменных включениях, которые трудно или
невозможно удалять ковшом экскаватора или бульдозером небольшой
мощности. Инженерно-геологические изыскания должны давать как
можно более полную информацию по таким вопросам.
Как уже отмечалось, с помощью зондирования упомянутые за-
дачи решаются значительно проще, чем при использовании только
традиционного бурения. Число точек, в которых можно обследовать
участок зондированием, может быть значительно большим числа
скважин (при тех же затратах времени и материальных средств).
Особенно эффективно зондирование в комплексе с применением
геофизических методов, например таких, как геолокация.
В целом применение статического зондирования в грунтах с ва-
лунами или глыбами в случаях, когда проектируются фундаменты на
естественном основании (как с подвалами, так и без них), особых
пояснений не требует. Следует лишь отметить, что в таких ситуаци-
ях большое значение приобретает знание местных условий, исполь-
зование местного опыта строительства.
392
т
Болес сложным вопросом явпя^г« „
изысканиях для ппоектиппп* ляетс« применение зондирования в
изысканиях для проектирования фундаментов из забивных свай на
участках, где могут находиться валуны. Очевидно, что в таких ей-
туациях можно выделить три случая:
- зондирование не выявило присутствия валунов в грунте, т.е. во
всех точках зонд погружался на заданную глубину;
- зонд наталкивался на валуны в некоторых точках площадки, т.е
не везде удавалось достигать намеченной глубины зондирования;
- зондирование обнаруживало прочные включения (валуны или
глыбы) непосредственно у поверхности земли (на глубине от 0 до
1,5...2 м) практически во всех точках площадки.
Первый и третий случаи в пояснениях не нуждаются: в первом
случае применение свай ведется обычными методами, описанными в
разделе 4.3, в третьем — от свайного варианта следует отказываться.
Второй случай нуждается в более подробном рассмотрении.
В ситуациях, когда зонд достигает намеченной глубины нс во
всех точках площадки, важнейшей задачей становится прогнозиро-
вание доли свай, которые не удастся погрузить до заданной отмет-
ки. Решение о допустимости или недопустимости ожидаемого объе-
ма недобивки (и соответственно срубки) свай зависит от конкретных
условий, но в большинстве случаев срубка не должна превышать
5...8% от общего объема свай данного объекта.
В ходе строительства (при забивке свай) возникает и другой во-
прос: обеспечивается ли требуемая сопротивляемость (несущая
способность) свай, натолкнувшихся на валуны и поэтому не дос-
| тигших проектной глубины.
Для достижения ясности в упомянутых вопросах целесообразно
^рассмотреть некоторые вопросы работы сваи, опертой на валун.
Сопротивление валуна, на который наталкивается погружаемая
свая, может оцениваться как сопротивление уширенной пяты сваи
(если пята устраивается без уплотнения грунта). Это относится и к
валуну под зондом. Очевидно, что вариантов опирания сваи или
зонда на валун может быть сколь угодно много. На рис. 5.18 показа-
ны возможные схемы такого опирания. Как видно из рис. 5.18, о,
аибольшее сопротивление валуна продвижению зонда следует
ожидать, когда зонд 1 опирается в точке, располагающейся над цен-
м тяжести горизонтальной проекции валуна 2. При отклонении
Зонда от центра (пунктирные контуры на рис. 5.18, а) будет возни
ать вращательный момент, в связи с чем для смещения валуна зон
Дом потребуется меньшая нагрузка. В равной мере это относится и
опиранию сваи на валун (рис. 5.18, б), но размер валуна, спос
393
остановить запиваемую —- о "сколько
большим. Значительная часть валунов, непреодолимых для 3 р аз
легко оттесняются забиваемой сваей, как это показано на рис. 5д»
(положения смещаемого мелкого валуна 4 обозначены пунктиров
Свая 3, оттеснившая валун 4, может продолжать свое движение л
проектной глубины или до встречи с более крупным валуном 5, Сп^
собным ее остановить.
Рис. 5.18. Схемы опирания зонда и сваи на валун:
а - варианты опирания зонда на валун, возможные расчетные схемы; б -
опирание сваи на валун; 1 - зонд; 2 - валун, 3 - свая, 4 - валун малой вели-
чины, не способный остановить сваю (оттесняемый ею в сторону), 5 - ва-
лун большой величины, останавливающий сваю
Очевидно, что размер валуна, способного остановить сваю или
зонд, зависит от конкретных условий - от прочности грунта под ва-
луном, от размеров сваи, мощности молота, которым забивается эта
свая, или мощности вдавливающего устройства зонда, формы валуна
и т.д. Тем не менее полезно рассмотреть наиболее типичные случаи,
соответствующие некоторым усредненным условиям, при которых
зонд или свая останавливаются.
На рис. 5.19 приведены кривые, отражающие зависимость F
меров валуна, способного остановить зонд или сваю, от глубины
расположения этого валуна при различной консистенции грунта (п
казателе текучести II). Кривые получены расчетным путем исход
из следующих условий:
I сХивл°:н:ХгО(сопротивлсние валуиа)
I НИЖНИМ концом буровой сваи согласно п.
- максимальное усилие вдавликяииа ™ LV3J’
1 лл о ,.1L J г- Д^вливания зонда принималось равным
В 100 Ksn ХНИС ВД0ЛЬ б0К0В0Й поверхности штанги зонда принима-
? I лось 50 кПа, нагрузка считалась приложенной к валуну центрально
(без эксцентриситета); г
!- максимальная нагрузка от забиваемой сваи принималась экви-
валентной статической нагрузке 700 кН, трение вдоль боковой по-
верхности сваи принималось 50 кПа, сечение сваи 0,3x0,3 м, нагрузка
считалась приложенной к валуну центрально (без эксцентриситета);
- размером валуна считалась величина D = \[а , где А - площадь
горизонтальной проекции этого валуна, при которой зонд или свая
не могут преодолеть его сопротивление;
— грунт считался глинистым с показателем текучести Л = 0...0,6.
к Рис. 5.19. Зависимость размеров валуна, способного остановить зонд
или сваю (£>), от глубины его расположения (Л) при различном
показателе текучести грунта (4):
размер валуна принимался как корень квадратный из площади его гори
зонтальной проекции
Из рис. 5.19 видно, что валун, способный остановить
gr иметь линейные размеры примерно в три раза^ типичная
11, способный остановить сваю (имеется в виду на
395
для отечественной практики свая сечением О,3ХО,3 м). Чем nDnu
грунт тем меньший валун может оказаться непреодолимым Как
зонда, так и для сваи. При этом чем больше глубина, на к*1’
встречается валун, тем меньшие его размеры необходимы дЛя o₽Olt
новки зонда или сваи. В моренных суглинках, характеризую^
чаще всего полутвердой и тугопластичной консистенцией, Так *Ся
размерами валунов обычно являются D = 0,2...0,4 м - для зонда'11
D = 0,6... 1,2 м - для свай. 11
Таким образом, на одной и той же площадке «неудавшиеся по
пытки» погружения зонда должны встречаться чаще, чем недобивка
свай. Валун, останавливающий сваю, всегда непреодолим для зонда
в то время как валун, останавливающий зонд, может быть преодолен
сваей. При этом количество валунов малых размеров, как правило
значительно больше, чем крупных. Все это показывает, что для ко-
личественного перехода от доли (процента) точек, в которых зонд не
достиг намеченной глубины, к ожидаемому проценту недобивки
свай требуется знание гранулометрического (фракционного) состава
каменных включений в грунте.
Приближенные сведения об объеме и фракционном составе валу-
нов могут быть получены на основе изысканий, ранее проводившихся в
районе проведения работ. Процедура оценки объема и фракционного
состава валунов существенно облегчается, если учесть одну геометри-
ческую особенность двухфазных сред (т.е. сред, содержащих инород-
ные включения). В исследованиях пористых материалов используется
закономерность, именуемая рядом авторов «принципом Аккера-
Ковальери». Смысл ее состоит в том, что пористость «объемная» (доля
пор в объеме), «плоская» (доля площади пор в произвольном сечении) и
«линейная» (доля участков, приходящихся на поры, в произвольной
прямой, пересекающей пористую среду) примерно одинаковы. Имеют-
ся теоретические доказательства справедливости упомянутого допуще-
ния для отдельных частных случаев (например, [2]), но в общем случае
«принцип Аккера-Ковальери» обычно принимается как постулат. Есте
ственно, что он оказывается тем справедливее, чем больше количество
пор и равномернее их распределение в пространстве.
Упомянутый принцип может быть перенесен на среду, в которо
вместо пор присутствуют твердые инородные включения (в рассмат
риваемом случае - валуны). С практической точки зрения это
ственное упрощение оценки «валунности»: при откопке котлов3
можно по обнаруженным на его дне и стенках валунам приближен
судить о доле валунов (в общем объеме грунтового массива) 11
фракционном составе.
На рис. 5.20 в качестве поим
ров валунов в двух разновидиостяГгоунток-'“ гистограммы Размс'
Карелии (г. Петрозаводск, микоопайпи п В МОРСННЫХ сУглинках
б)
Рис. 5.20. Примеры гистограмм, отражающих фракционный
состав валунов:
° " моренный суглинок, Карелия (г. Петрозаводск); б - морские отложения,
Сингапур [173]; D - размер валуна, п///-относительные частоты валунов
размером D (и и N— количество валунов фракции D и общее количество
валунов в грунтовом массиве соответственно)
397
штаммы характеризуют отноШс.
________на рис. 5-20 гистотрам * общему чиспу
" Праведе^доВ каждой 0'й) фР® По,4 /N, пм /N ... и Гд
ния числа а^Н°массИВе ГРУ^’Хижённо рассчитать долю объел,о
N в изучаемом » мода1О пр*^и ^ные часТОты
тения ту
соидную)-
«Объемные» частоты ДК/Г могут быть пересчитаны на общий
объем грунтового массива Voy в результате чего будут получены ве
личины ДИ,/ИО, которые приближенно могут быть приняты за вер0
ятности присутствия валунов z-й фракции в единице объема грунта
Для этого величины &VJV необходимо умножить на «валунность» В
т.е. долю объема валунов И в общем объеме грунтового массива V'
Таким образом, вероятность присутствия z-й фракции в грунте, т.е
валунов, размер которых попадает в интервал ДО,-, может быть оце-
нена величиной p(J±D^
XW ~ LVt/Vo = (ДК/^)-В = (j±VJV)\V/V0 \ (5.34)
где р(ДД) “ вероятность присутствия z-й фракции валунов в грунте,
Д^/Ио- доля объема валунов z-й фракции (ДК) в общем объеме
грунтового массива (Ко),
В - «валунность», т.е. отношение общего объема валунов V к
общему объему грунтового массива Vo,
В=ЮГ0, (5.35)
Для оценки возможности столкновения сваи или зонда с «непре-
одолимым» валуном имеет значение вероятность присутствия в грунте
таких «непреодолимых» валунов, т.е. валунов размером не менее Dk‘
где p(D>JDk) - вероятность присутствия в грунтовом массиве валу
размером более или равным критической величине Dk, е-
к — номер интервала D,, соответствующий минимальному Ра3
ру непреодолимого валуна Dk, •
„У ’ -
ДР/ j Ро то же, что и в (Ьопмуле fs тлл -г с. • ~ l
- - <- ч^рмуле (э.34), т.е. объем /-и фракции и
общий объем грунтового массива. F
Вероятность присутствия в грунте непреодолимых валунов и ве-
роятность столкновений свай с ними не совпадают. Свая может
столкнуться только с одним таким валуном, после чего ее погруже-
ние прекращается, и наличие любого числа непреодолимых валунов
ниже уровня остановки для нес значения нс имеет. Столкновение
сваи (или зонда) с непреодолимым валуном соответствует другой
задаче теории вероятностей — появлению хотя бы одного события из
п испытаний, где за п следует принимать число прорезаемых слоев
грунта, толщиной примерно соответствующих размеру непреодоли-
мого валуна. Проходя п слоев, свая или зонд имеет вероятность ос-
тановиться (столкнуться хотя бы с одним непреодолимым валуном —
см., например, [21]), равную
р(л) = 1-<д
q = \-p(D>Dk),
(5.31а)
где р(А) - вероятность остановки сваи или зонда («события А»),
т.е. вероятность столкновения их с хотя бы одним непреодолимым
валуном,
п - число слоев грунта, на которые разделяется массив грунта,
p(D>Dk) - то же, что и в формуле (5.36).’
Различие вероятностей остановки сваи и зонда обусловлено раз-
личием критических размеров валуна Dky который для сваи, как уже
отмечалось, больше, чем для зонда.
С практической точки зрения рассматриваемая задача состояла в
прогнозировании процента недобивки свай по числу (доле в процен-
тах) точек, в которых не удалось погрузить зонд до намеченной глу-
бины. Разработанная в БашНИИстрое методика основывалась на
следующих соображениях:
— ожидаемая доля недобитых сваи принималась равной всроят
ности их столкновения с непреодолимым валуном, т.е. р(А) в форму
ле (5.37);
- вероятность присутствия валунов, непреодолимых для зонд ,
оценивалась по числу (доле) точек «неудавшегося»*
когда зонд из-за столкновения с валуном не дост
глубины;
•2OQ
тН нахождения в грунтовом масснвс
от вероятности нах * аналогичНои вероятности
- переХ° отопимЫХ для 3° ’; гистограмм, отображающих W
лунов, не^ялся с поМ°1„едуемой территории, и графика
свай осУшеСХ валунов на обслДУ , опредеЛялся по даниым
ционный составу показатеЛь текуч
рйс. 5Л9. nP« деп 3.2.5). рассмотреть примени-
тельно к ФР^ло. ' „прние объемов фракций валунов,
грамме на рис- ’ деН0 распреде» и, чт0 все фракции име-
^l»^*!**** °W“T“
СО лХ №Р°В
ЮТ * U не сглаживались).
граммы не сию
Таблица 5.2
Распределение объемов фракций валунов, соответствующее рис. 5.20, а
Размер валунов рассм. фракции 29„м 0,0...0,2 (0,10) 0,2...0,3 (0,25) 0,3...0,4 (0,35) 0,4...0,5 (0,45) 0,5...0,6 (0,55) 0,6...0,7 (0,65) 0,7...0,8 (0,75) 0,8...0,9 (0,85) 0,9...1,0 (0,95) 1,0...1,1 (1,05) Ито- го Км3
Объем валунов рассм. фракции _ К-,м3 I/ /г/ 0,02 0,20 0,45 0,57 0,26 0,29 0,44 0,44 0,60 3,27
1 П/к U,001 0,06 0,14 0,18 0,08 0,09 0,13 — 0,13 0,18
® качестве ппи
- iXS?SepH^M,,S,0IIWe условия примене
~₽^ХыГеНВД’И^У?Л5КНЫ П01ружаться в суглинок П0-
лен° 20 слоев. Массив разделен на слон т
Следует отмет толщиной 0,5 м, т.е. выде-
лись на 5...7%\Менении числа слоев^^МЭЛ° влияет на конечный рс‘
т До 20 вероятности р(Л) мс1{Я'
Предположим, что в 20% точек зонд нс достиг намеченной глу-
бины, т.е. вероятность р(И), соответствующая встрече зонда хотя бы
с одним валуном критической величины, может считаться равной
0,2. Тогда по формуле (5.37) можно определить q - вероятность от-
сутствия валуна критической величины в том или ином слое грунта
0,2 = 1- ср — q = 0,989,
и соответственно вероятность присутствия валуна критических
размеров в слое составит
p(D>JDk)= 1-0,989 = 0,011.
Согласно упомянутому выше принципу равенства объемной,
плоской и линейной «валунностси» полученную вероятность можно
отнести к изучаемому объему грунтового массива.
Для глубин до 3...10 м среднее значение критического (для зон-
да) размера валуна согласно рис. 5.19 может быть принято равным
Дьонд = 0Д0 м. Согласно табл. 5.2 относительная частота (ИД7)
фракций, непреодолимых для зонда (D^a > 0,3 м), составит 0,93.
Произведение этой величины на «валунность В» [см. формулу
(5.35)], т.е. 0,93-В, может быть принято за вероятность присутствия в
грунтовом массиве фракций, непреодолимых для зонда. Для валу-
нов, способных остановить сваю (£\СШ1Я > 0,8 м), относительная час-
тота (Vj/V) согласно табл. 5.2 составит 0,44. Соответственно вероят-
ность присутствия в грунтовом массиве фракций, непреодолимых
для сваи, составит 0,44-В.
Таким образом, применительно к грунтам, характеризуемым
гистограммой рис. 5.20, а и соответственно табл. 5.2, вероятность
присутствия валунов, способных остановить сваю, примерно вдвое
меньше вероятности присутствия валунов, останавливающих зонд
(0,44-В)/(0,93-В) = 0,47 ~ 0,5). Это означает, что при вычисленной
вероятности присутствия валунов, останавливающих зонд (0,011),
вероятность присутствия валунов, останавливающих сваю, должна
быть равна 0,011-0,47 = 0,005 (как в отдельном слое, так и во всем
объеме грунтового массива). В этом случае вероятность отсутствия
валуна, непреодолимого для сваи (<?), составит 1 - 0,005 - 0,995 и,
следовательно, вероятность остановки сваи (столкновения .хотя бы с
одним валуном размером более критической величины Dk. свая) будет
равна
= 1-0.99520 = 0,1.
Таким образом, в условиях рассмотренной площадки При
10% свай будут недобиты до проектной глубины. еР«о
Аналогичный расчет можно произвести для любого фраКцИо1
ного состава валунов. Исходными данными служат: °*
- процент точек зондирования, в которых зонд останавливался
из-за столкновения с валунами; я
- консистенция грунта, заполняющего пространство между Ва
лунами;
- фракционный состав валунов, по которому можно определить
отношение вероятностей присутствия в грунтовом массиве валунов
останавливающих сваю, к аналогичной вероятности для валунов’
останавливающих зонд, т.е. |^(/)г^£\свая)]/[ /Ч^^\?онд)]-
Как видно из рассмотренного примера, знание фракционного
состава валунов необходимо лишь для определения упомянутого
отношения вероятностей [р(£)>/)л,СВая)]/[р(£>>2)*<ЗОНд)]. Это отноше-
ние удобно рассматривать как некоторый параметр Я*св.30нл, кото-
рый можно приближенно представить в виде отношения объема
валунов, непреодолимых для сваи, к аналогичному объему для
зонда
_ r D> РА,свая
св-зо нд — у
' D>Dk,зонд
(5.38)
где Го>£>^свая - объем валунов размером, большим критической
для сваи величины 7\СВая [соответствующий правой части форму-
лы (5.36)], определяемый по гистограмме фракционного состава
валунов;
- объем валунов размером, большим критической для
зонда величины Р^зонд» определяемый так же, как и А.сваи-
На рис. 5.21 приведены кривые, отображающие установленные
на основании приведенного выше расчета зависимости между
точек «неудавшегося» зондирования (т.е. точек, в которых зонд нС
погрузился до намеченной глубины из-за встречи с валуном) и долей
недобитых из-за валунов свай. Как видно из этого графика, хар*1'1
таких кривых определяется параметром #св.зонд, отражающим °тН '
ня о ъема валунов, непреодолимых для сваи, к аналоги^
пр°““ я'добив“
отражающим
меньше различаются кр
> и для зонда (Рмонд)’
, свай и точек
Доля точек «неудавшегося» зондирования
(из-за столкновений с валунами) в %
Рис. 5.21. Полученные путем расчетов зависимости между долей точек
«неудавшегося» зондирования (т.е. точек, в которых зонд
не погрузился до намеченной глубины из-за встречи с валуном)
и долей недобитых из-за валунов свай:
^св-зонд - параметр, отражающий соотношение валунов непреодолимых для
сваи и зонда, определяемый по формуле (5.38). Доля недобитых свай и доля
неудавшихся погружений зонда принята в соответствии с вероятностями
этих событий [р(Л)свая, определяемых по формуле (5.37)
Рис. 5.21 может использоваться как номограмма, избавляющая
от необходимости выполнения рассмотренных выше расчетов. Это
осложняется лишь необходимостью иметь сведения о величине
^св-зонд, получение которых представляет довольно трудоемкую про-
цедуру. Очевидно, что малое различие A-.CBJW и Дионд характерно для
условий, когда преобладают крупные фракции валунов. В частности,
для фракционного состава валунов, приведенного на рис. 5.20, пара-
метр /Ссвзонд весьма близок к единице (VD>Dk.c^ = 0,963; ГЬ>оа.ЭоИд -
= 0,998 и соответственно tfCB.30.u = 0,965). В грунтах с таким составом
валунов процент точек «неудавшегося» зондирования будет практи
чески совпадать с процентом недобивки свай.
26*
403
При наличии опыта можно upnvninpvovinu определять к
исходя лишь из визуальных оценок крупности валунов, На
таких, как преобладание мелких валунов до 0,2 м или преоблО
крупных валунов более 0,8 м и т.д. Ис
Изложенный подход предполагает, что причины прежДевре.
ных остановок зонда или свай связаны лишь с наличием валун*1
(или глыб). Однако при высокой плотности грунта между валуна.0’
подобные остановки могут быть обусловлены не только наличие"1
валунов, но и высокой сопротивляемостью этого грунта прониканию
зонда или сваи. Естественно, что к таким случаям неприменимы за-
кономерности, представленные на рис. 5.21, т.е. зонд может погру.
жаться на ту же глубину, что и сваи, а чаще всего - глубже свай. Для
того чтобы избежать возможных ошибок, необходимо подробно
изучать получаемые графики зондирования, по которым обычно не-
трудно устанавливать причины преждевременных остановок зонда.
Столкновение с валуном характеризуется, как правило, внезапным
возрастанием сопротивления под конусом зонда qc и отсутствием
такого возрастания у сопротивления на муфте трения fs. Глубины, на
которых происходят такие возрастания, обычно беспорядочно ко-
леблются в широком диапазоне. Естественно, что все эти вопросы
должны решаться с использованием результатов бурения, лабора-
торных анализов монолитов грунта и, конечно, местного опыта
строительства.
Вопрос об обеспечении требуемой сопротивляемости (несущей
способности) свай, натолкнувшихся на валуны, выходит за рамки
проблемы использования статического зондирования. Здесь имеет
значение множество факторов негеологического характера: мощ-
ность применявшегося свайного молота, принятая в проекте несущая
способность сваи, тип свайного фундамента (является ли свая эле-
ментом сплошного свайного поля, элементом свайного куста или
одиночной сваей-колонной, должна ли она воспринимать горизон
тальные нагрузки и т.д.). По этой причине каждый случай недобивки
свай требует индивидуального подхода и единого универсально^
решения в таких ситуациях не существует. Тем не менее зондир0®^
ние всегда дает много сведений, полезных для решения рассматр
ваемой задачи.
Формально столкновение с непреодолимым валуном можетР
сматриваться как получение «нулевого» отказа, соответствуй
несущей способности сваи не ниже, чем у свай, достигших пр°е
глу ины (указываемые в проекте «контрольные отказы», каК п « яс
, выше «нулевых»). Однако «нулевые» отказы недобитых сВ
р ируют таких же осадок, как у свай, погруженных на проектную
глубину; условия работы недобитых свай оказываются значительно
хуже, особенно при опирании на край валуна (возможен излом сваи).
В ситуациях же, когда недобивка свай связана не с валунами, а с по-
паданием в пласт прочных пород (гравийно-галечниковые грунты,
плотные коренные глины и проч.), как правило, таких опасностей не
возникает. Как показывает практика, в большинстве таких случаев
недобивка отдельных свай не требует специальных мер по усилению
фундаментов. Статическое зондирование упрощает решение подоб-
ных задач, так как оно дает возможность заблаговременно решать
вопрос о наличии труднопробиваемого пласта, причем точнее, чем
это позволяет делать традиционное бурение.
В работе [22] приводятся результаты расчета нагрузок на сваю,
вызывающих оттеснение валуна, и нагрузок, вызывающих лишь не-
большие (допустимые) осадки. В последнем случае сопротивление
грунта под валуном рассматривалось как расчетное сопротивление
основания R в соответствии с п. 2.41 СНиП 2.02.01-83* [83]. Расчеты
проводились для свай сечением 0,Зх0,3 м, длиной 6 м Рассматрива-
лись следующие грунтовые условия (до глубины 6 м):
- грунты, однородные по глубине, с сопротивлениями зондиро-
ванию qc= 1 МПа,/ = 0,05 МПа и qc= 3 МПа,/ = 0,15 МПа,
- грунты, прочность которых возрастала с глубиной до qc =
= 0...3 МПа,/ = 0...0,15 МПа.
В табл. 5.3 приведены глубины расположения валунов, при ко-
торых возможна остановка свай, и глубины, при которых у останов-
ленной сваи обеспечивается проектная несущая способность.
Таблица 5.3
Минимальные глубины расположения валуна, при которых возможна
остановка сваи, и глубины, при которых несущая способность
столкнувшейся с валуном сваи не ниже проектной (22]
Размер («диаметр») валуна, м Минимальная глубина расположения валуна, м, при которой
невозможно дальней- шее погружение сваи обеспечивается про- ектная несущая спо- собность сваи
0,5 4...4,5 6
— 0,75 2 4,7...5,5
Г 17 п Т ] 1
405
Из табл. 5.3 видно, что глубина расположения валуНа
большое значение: размер валуна, способного остановить св?1Сст
глубиной уменьшается. Это обусловлено двумя причинами °
первых, по мере погружения сваи увеличивается нагрузка, Пепс °'
ваемая ее боковой поверхностью, так что на смещение валуна о
ется все меньшая доля общей нагрузки. Во-вторых, само сопрот^'
ление грунта под валуном увеличивается с глубиной, как под люб?'
фундаментом на естественном основании. По этим же причин?
возрастает с глубиной несущая способность сваи, но ее рост может
отставать от сопротивления валуна при забивке этой сваи. Так, вал¥
размером 0,75 м может остановить сваю на глубине 2 м, но нссущая
способность такой сваи может не достигнуть проектной величины
В то же время столкновение сваи с таким же валуном на глубине
примерно 5 м нс будет представлять опасности, ибо несущая спо-
собность этой сваи будет достаточной.
Практика показывает, что в большинстве случаев для свай дли-
ной 8...12 м безопасной является недобивка на 1 ...2 м, однако такие
вопросы должны решаться применительно к каждому конкретному
случаю, с учетом возможности перераспределения нагрузок на со-
седние сваи, имеющихся «запасов» несущей способности, предпола-
гаемых размеров валунов и т.д.
5.4. Использование зондирования в космических
исследованиях. Грунт Луны
Среди новых глобальных проблем, которые, по-видимому, будут
решаться в XXI и последующих веках, немалое значение должно
иметь освоение околоземного космического пространства. Сушсст'
вование такой проблемы признается практически всеми, разные
взгляды высказываются лишь относительно целесообразных сроков
решения возникающих вопросов и размеров материальных затрат,
которые стоит выделять в настоящее время для этих целей.
Для развертывания каких-либо работ на ближайших к Земле
космических объектах всегда будет требоваться предварительно
изучение природных условий этих объектов. При этом нсизбсжн
должна возникать необходимость оценки механических свойств п
верхности изучаемых космических объектов. е.
огласно современным представлениям поверхность косм11
ских тел, лишенных атмосферы, состоит из рыхлого MaTePIiaJInKa
Размельченный грунт (размер частиц^ п°Р*
• ••10 м), сформиповаRlllUuno г»-- ------------боМ В
дировки поверхности космического тела и воздействия на него кос-
мических лучей. При наличии атмосферы формирование поверхно-
стного слоя существенно усложняется влиянием различных экзоген-
ных процессов физической и химической природы, в результате чего
образуются тоже рыхлые породы, но более разнообразные по своей
структуре и химическому составу. На поверхности планет «земной
группы» имеются также каменные глыбы метровых размеров. Зон-
дирование представляется одним из наиболее перспективных мето-
дов изучения упомянутых рыхлых грунтов, так как оно предполагает
выполнение всех измерений непосредственно на изучаемом объекте
и может быть легко приспособлено для радиоволновой передачи
получаемой информации практически на любые расстояния. По-
видимому, наиболее эффективным может быть также сочетание зон-
дирования с некоторыми геофизическими методами (радиоактивный
каротаж, геолокация и проч.).
Зондирование должно быть достаточно экономичным в услови-
ях космоса, так как альтернативой ему может быть лишь отбор и
доставка образцов материала космического тела на Землю. Хотя
изучение образцов и должно давать наиболее ценную информацию,
оно представляет более сложную техническую задачу, требующую
несравненно больших материальных затрат. Даже ограничивая при-
менение зондирования предварительным рекогносцировочным об-
следованием, следует признать исключительную ценность этого ме-
тода, особенно для изучения малых космических объектов.
Проведение любых испытаний грунтов на космических объектах
несопоставимо сложнее аналогичных испытаний на Земле, так как
всегда сопряжено с решением технических задач исключительной
сложности. Это относится и к зондированию, несмотря на всю его
простоту в «земных» условиях. Однако, как показывает практика,
все эти задачи могут успешно решаться, и за последние полстолстия
прогресс в этой сфере был по крайней мере нс меньшим, чем в сфере
земных исследований. Специфику решавшихся задач и особенности
полученных результатов удобно рассмотреть на примере изучения
ближайшего космического тела - Луны.
Впервые в мире исследования физико-механических свойств
лунного грунта (реголита) были начаты советскими учеными в 60 х
годах [109а, 111, 112, 110]. Эти работы положили начало новому на-
правлению в геотехнике, получившему название «космическая гео
техника». Первым шагом в се создании стало появление на 1ал грун
товедсния Луны [Ш]. Значительный вклад в изуюнис лунного
грунта-реголита внесли отечественные исследования, выполненные
______^--^тх13Раб6тан.
______—-ну>Гстанцийи самоходных аппаРатЧ
ных Дпя Ра^ земли. Hvhv была осуществлена 3 февраля
управляемых осадка на ЛУ1,У й станцией «Луна-9». Эта
ПертаЯ Si автоматическог.лунно
г966 года с0® опровергла гип путь к прямому инструмен-
ГлГры-ой характеристик лунной поверх-
тальному опр
НОСТИ.
24 декабря 1966 года в Оксане Бурь совершила посадку стан
ция «Луна-13» (рис. 5.22), на которой в числе другой аппаратуры
были установлены три прибора, предназначенные специально
для исследований в области механики грунтов. Это были грунто-
мер-пенетрометр, гамма-плотномер и динамограф «Луны-13» ко-
торые стали первыми геотехническими приборами, доставленными
на Луну.
Рис. 5.22. Автоматическая станция «Луна-13» [611:
1 - лепестковые антенны, 2 - штыревые антенны, 3 - механизм вы
приборов, 4 - радиационный гамма-плотномер, 5 - грунтомср-пснетр
6 — телевизионная камера, 7 - радиометры
Грунтомер-пенетрометр (рис. 5.23) [109а, 111, ПО] прсД»331^
чен специально для оценки механической прочности лунного грУ’11
и представляет собой первый научный прибор, примененный с эт
целью при изучении Луны.
а) б)
Рис. 5.23. Грунтомер-пепстрометр (о) и механизм выноса приборов {б)
для исследования грунта в сложенном состоянии [61]
Он имел пластмассовый корпус, нижняя часть которого образовы-
вала кольцевой плоский штамп с наружным диаметром 12 см и внут-
ренним 7,15 см. В верхней цилиндрической части находился подвиж-
ный титановый индентор, рабочая часть которого представляла собой
конус с углом при вершине 103° и диаметром основания 3,5 см. Выше
расположен миниатюрный реактивный двигатель твердого топлива с
соплом, обращенпьш вверх, предназначенный для вдавливания инден-
тора в грунт. Сила тяги двигателя в лунных условиях - 55...75 кН,
продолжительность действия - 0,6... 1,0 с. Глубина вдавливания изме-
рялась с помощью потенциометра со скользящим контактом, укреп-
ленного на корпусе прибора. Точность измерения - около 0,3 мм.
Первоначальная глубина погружения оказалась равной 4,5 см.
В дальнейшем она менялась в пределах от 4,17 до 4,33 см, по-
видимому, вследствие температурных деформаций выносного меха-
низма и корпуса станции.
Расшифровка результатов работы прибора была сделана двумя
способами.
Первый способ состоял в том, что в лабораторных условиях на
Земле производились испытания прибора с установкой его на различ-
ных грунтах и материалах, свойства и плотность которых определя-
лись параллельно общепринятыми методами. В результате тарировки
была получена таблица (табл. 5.4) глубин погружения индентора и
корпуса прибора в каждый из исследуемых материалов, использован-
ная впоследствии для расшифровки данных, полученных с уиы.
Результаты тарировочных испытаний грунтомера-пенетро\|^
«Луны-13» в земных условиях [111] ра
Глубина погружения, см Плот- ность, г/см3 Моделирующие материалы
инден- тора корпу- са Природные Искусстве,,„ь,е
0 0 2,4...3,0 Твердые, плот- ные скальные породы Тяжелый бетон
0,0...1,3 0 0,25...2,0 Пенистые и по- ристые скальные породы. Связные грунты Пенобетон7пе?~ ностекло, керам- зит на органиче- ской связке
1,3—5,0 0 1,3...1,7 Несвязные зер- нистые грунты средней плотно- сти. Кварцевый песок
1,3...5,0 О...1,О 0,25...0,77 Несвязные зер- нистые грунты малой плотности Дробленый пе- нобетон, керам- зит, аглопорит
5,0 Больше 1,0 0,16 и меньше Особо рыхлые, пылевидные грунты Вспученный перлитовый пе- сок
Специальные опыты были поставлены для выяснения влияния
ускорения силы тяжести на глубину вдавливания индентора в зерни-
стые грунты. Последние проводились в кабине самолета, летящего
по траектории, на которой выдерживалось ускорение, равное лунно-
му ускорению силы тяжести, т.е. 1,62 м/с2. Индентор вдавливался с
помощью спиральной пружины, глубина вдавливания регистрирова"
лась механическим самописцем.
Сравнение глубины погружения в этих условиях с глубиной по
гружения, полученной тем же способом на Земле, позволило устано^
вить, что понижение ускорения силы тяжести в 6 раз по сравнению
земным привело в среднем к увеличению погружения индент
прибора на 70%.
Второй способ расшифровки показаний грунтомера-пенстроме^
заключался в использовании решений механики грунтов, относят11^
к случаю вдавливания круглого штампа. Поскольку для штампа ел
410
нои конфигурации, каким являлся пенетрометр на станции «Луна-13»
готовых решений нет, было использовано решение В.Г. Березанцева [6]
для плоского штампа. Расчет по этой формуле дал критическое давле-
ние на лунный грунт, равное 66,7 кПа.
Анализ показаний приборов, а также изучение полученных па-
норам позволили сделать вывод, что на месте посадки «Луны-13»
лежит зернистый, слабосвязный, рыхлый грунт. Заметного слоя
пыли обнаружено не было. Удалось определить в первом прибли-
жении плотность р, угол внутреннего трения ср и сцепление с лун-
ного грунта.
Вершиной советской космонавтики в исследовании Луны явился
комплекс научных исследований двух самоходных аппаратов, достав-
ленных на Луну с помощью автоматических станций «Луноход-1»
и «Луноход-2». «Луноход-1» работал в Море Дождей с 17 ноября
1970 года по 19 февраля 1971 года, «Луноход-2» - в Кратере Лсмонтье
с 16 января до 22 апреля 1973 года. Аппараты управлялись с Земли.
Прямое отношение к механике лунного реголита имеют изме-
рения, выполненные на луноходах с помощью прибора ПРОП
(рис. 5.24). Его рабочий орган состоял из конического штампа с
углом при вершине 30° и диаметром основания 5 см и двух пересе-
кающих его вертикальных лопастей шириной 7 см и высотой
4,4 см. Данный прибор по своему назначению и конструктивной
основе был комбинированным - он соединил в себе элементы пе-
нетрометра и крыльчатки.
Рис. 5.24. Общий ВИД прибора ПРОП (о) и "м «”°тод"ого
аппарата «Луноход-1» (о) |о2|
411
------------с Земли конус инвалид ди контакта с п
П°наоднм вдавливаться в грунт. Максимальная нагр^'Ю.
X 200 Н. после достижения ее или погружения конуса На Ч
он начинал поворачиваться и лопасти пр0Изв ?№,.
Хита по боковой поверхности цилиндра диаметром 7,7 см
Хованию. Наибольший угол поворота составлял 90°, Ма
НЫЙ крутящий момент 5 Нм. В результате работы ПРОП были^
лучены данные о несущей способности грунта при
вдавливании
нуса и предельном сопротивлении сдвига этого грунта. Ко'
Статическое зондирование как геотехнический метод изуЧе
грунтов Луны использовалось и за рубежом. В рамках лунной иссл *
довательской программы «Аполлон» [156] американскими спец/'
листами НАСА для зондирования лунного грунта было применено
простое ручное устройство. Максимальная глубина зондирования
составила 0,76 м. Керны, отобранные в тех же участках, где выпол-
нялось статическое зондирование, показали, что лунный грунт со-
стоит из пылеватого песка и опесчаненного пылеватого грунта. При
анализе данных испытаний учитывалось, что сила тяжести на Луне в
шесть раз меньше, чем на Земле. На рис. 5.25 показаны результаты,
полученные при испытаниях, выполненных в рамках шестнадцатого
полета «Аполлона» на Луну. Как видно из этого рисунка, сопротив-
ление реголита зондированию qc примерно соответствует сопротив-
лению земного пылеватого песка (средней плотности или рыхлого).
На основе анализа данных зондирования авторами [156] был сделан
вывод о том, что на глубине 0,6 м относительная плотность лунного
грунта изменяется в пределах от 65 до 95%.
рофиль зондирования лунного грунта [1 °
412
ГЛАВА 6. ПРИНЦИПЫ СОВМЕСТНОГО
ИСПОЛЬЗОВАНИЯ СТАТИЧЕСКОГО
ЗОНДИРОВАНИЯ С ДРУГИМИ ВИДАМИ
ИСПЫТАНИЙ ГРУНТОВ
6.1. Сложности совместного использования
различных видов испытаний
В отечественной и зарубежной практике статическое зондирова-
ние грунтов используется, как правило, в комплексе с другими ви-
дами инженерно-геологической и геотехнической (инженерной)
оценки грунтов: бурением, лабораторными анализами, полевыми
испытаниями грунтов сваями, штампом, прессиометром и т.д. При
этом существует мнение, что в настоящее время наибольшие резер-
вы эффективности изыскательских работ лежат нс в совершенство-
вании отдельных элементов изысканий, а в оптимизации всей техно-
логии изучения грунтовых условий. Хотя оптимизация изысканий
представляет самостоятельную сложную проблему, в которой еще не
все достаточно изучено, не вызывает сомнения, что без ясности в
вопросах совместного использования зондирования с другими спо-
собами геотехнических испытаний совершенствование одного лишь
статического зондирования значительного эффекта не даст. Основ-
ное затруднение состоит в том, что различные методы испытаний
грунта, применяемые на одной и той же площадке, практически все-
гда дают довольно разноречивую информацию о механических ха-
рактеристиках этого грунта и предполагаемом его поведении в осно-
вании. Рациональный выбор расчетных показателей в условиях та-
кой «пестроты» исходных данных требует от исполнителя немалого
опыта и понимания смысла получаемых результатов измерений.
Такая разноречивость данных связана со многими причинами.
Во-первых, в той или иной мере сказывается условность самих
общепринятых механических характеристик грунта, которые явля-
ются не более чем параметрами принимаемых математических мо-
делей грунта (ф, с - сыпучей среды, Е, v - линейно-деформируемой и
т.д.). Фактическое поведение грунта оказывается сложнее и инвари-
антность этих характеристик при различных испытаниях, к сожале-
нию, довольно далека от желаемой.
Во-вторых, при оценке любого показателя всегда проявляется
неоднородность грунтов. Определение той или иной характеристи-
ки грунта в разных точках площадки одним и тем же методом нсиз-
413
БГ.как7«с отмечалось в Раздел,.
пах^««с Р^^Хания, удаленные друг от другаЬ
бежно Дает Ра^ 10ЧКи зонДИР0® одинаковых значении Чс м
321. л«бые ДВа Г .2 М. У«е ИС X 40% (см. рис. 3.10). Это
плане) только,в можСТ превНша. способноста свай в разлит
причем Допределен®0 «^роя, проводившего больше.
относится и к Н ОпЫгБашНИИ тр показЫваеТ) что одинако-
местах плоДспытаНИй натурно св „.............
по статических ......... - 3.. ,д м, могут различат!
, „ - . - - „пут ОТ друга пИ“ по 20...30% (по данным
СВОИМ*1 11Г
0 >кс
ЛЦх
Ое Чис.
выс сваи, погруженные в однородный пласт глинистого
-------------------------------------- о л _. __ рунта ь
-Ъся
тических испытаний). СТа‘
В-третьих, на получаемые данные всегда в той или иной ме
влияют погрешности измерений. Не исключается и появление де
фектных результатов, обусловленных грубыми ошибками испытате
ля или неисправностью измерительных систем. Искажения, вызы-
ваемые такими причинами, не всегда удается обнаруживать, особен-
но когда они невелики и по порядку величин близки к отклонениям
вызываемым неоднородностью грунта.
На практике могут возникать ситуации, когда изыскатель, вы-
полнив большой объем различных испытаний, получает обширную
и разноречивую информацию, в которой ни он сам, ни проектиров-
щик в полной мере разобраться не могут. В результате этого при
проектировании значительная часть полученной информации ока-
зывается либо вообще неиспользованной, либо использованной
лишь частично.
Практика показывает, что обобщение результатов испытании
различной точности, правильная увязка их друг с другом представ-
ляет зачастую более сложную задачу, чем интерпретация результа-
тов каждого испытания. Подобный вопрос пока остается предметом
дискуссий, так как эффективного общепринятого решения он пока
не нашел ни в нашей стране, ни за рубежом. На практике чаще всего
предпочтение отдается результатам испытаний, признаваемым
олее осто верными, соответствующим при этом наиболее слабым
участкам площадки. Прочие сведения, получаемые на этой плошаД
’Используются в основном для качественных оценок — идентиф11
па гр^НТОв’ выявления характера их напластований, вЬ1
ние тогп^пНЫХ ИС™ИЙ И т,д‘ ® соответствии с этим установи
там лишь оп«Н0Г° расчетного показателя производится по РезуЛЬ я
становятся п °Г0 ВВДа испытаний (точного), остальные свод
фективность "°МОГательными средствами, обеспечиваюШйМИ
Ф явность такого точного испытания. Подобный подход в строи
414
тельных нормах нс излагается, но в условиях отсутствия четких пра-
вил обобщения данных различной достоверности он принимается
большинством изыскателей как единственно возможный, обеспечи-
вающий необходимую безопасность решений.
Тем нс менее выбор расчетных показателей по результатам лишь
одного метода (вида) испытаний имеет существенный недостаток.
Возможности всех остальных испытаний в этом случае используют-
ся, как уже отмечалось, крайне слабо, так как они становятся лишь
средствами подстраховки, выбора мест проведения точных испыта-
ний и проч. Снижается значение точности интерпретации результа-
тов таких испытаний, так как расчетные показатели все равно уста-
навливаются не по ним, а по точным испытаниям. Негативные сто-
роны такого подхода особенно заметны при отсутствии испытаний,
достоверность которых нс вызывает сомнений (испытаний грунта
штампом, статических испытаний свай и проч.). Такие ситуации
возникают, например, при совместном использовании статического
зондирования с лабораторными испытаниями, зондирования с неко-
торыми геофизическими испытаниями и т.д. Выбор точного испыта-
ния в таких ситуациях становится довольно условным и проигрыш
от недоиспользования остальных (вспомогательных) методов оказы-
вается наиболее значительным.
Кроме того, проведение точных испытаний в наиболее слабом
месте площадки и последующее введение в получаемый результат
различных снижающих коэффициентов надежности в большинстве
случаев влечет за собой неоправданные «запасы» в расчетных пока-
зателях. В определенной мере ориентация на слабый участок проти-
воречит принципу расчета оснований, принятому в отечественных
нормативных документах. В соответствии с отечественными норма-
ми [85, 83, 84,26,29] расчетный показатель свойств грунта (или рас-
четная сопротивляемость основания) понимается как функция сред-
него (не минимального!) значения.
Для того чтобы эффективно использовать нс один, а все полу-
чаемые количественные результаты, требуется иной подход к их
обобщению, учитывающий фактическую достоверность каждого ви-
да (метода) испытаний. В институте БашНИИстрой этот вопрос изу-
чался в 80...90-х годах, в связи с чем были разработаны варианты
решения подобной задачи, основанные на рассмотрении результатов
каждого вида испытаний как случайных величин со своими распре-
делениями [77,74]. Процедура обработки данных в этих случаях до-
полняется использованием соответствующих таблиц или компыо
терных программ.
415
_____----------------.------------------*-““шшва1оТся
нове изучения данных прошлого опыта, т.е. путем статистичсс °С'
анализа результатов сравнения данных зондирования с показат
ми, получаемыми точными методами, принимаемыми за эталон
пытания штампом, статические испытания свай, в ряде случаев в
честве таковых могут приниматься стандартные лабораторные не
тания и т.д.). Применительно к статическому зондированию так^'
данных накоплено довольно много. Конечные результаты их анал?*
(эмпирические зависимости) обычно хорошо известны и часто п &
водятся в нормативных или рекомендательных документах. Однако
исходные данные, по которым можно судить о точности таких зави-
симостей, обычно изыскателям и проектировщикам известны значи-
тельно меньше, так как они приводятся, как правило, лишь в науч-
ных отчетах и публикациях. Примерами исходных данных различ-
ных эмпирических зависимостей могут служить диаграммы рассея-
ния, приводимые в главах 3 и 4 (см. рис. 3.15, 3.17, 3.18, 3.19, 3.21
3.22,3.23,4.10,4.11 и др.). Как будет показано ниже, для конкретных
расчетов необходимо по этим диаграммам рассеяния строить гисто-
граммы (или таблицы), отражающие частоты возможных «погреш-
ностей», относительные значения которых после «выравнивания»
можно принимать за вероятности.
В качестве примера на рис. 6.1 приведена гистограмма относи-
тельных «погрешностей» к = FU3On /FUCB (FUi3Oll - предельное сопро-
тивление сваи по данным зондирования, FUtCB - то же по результатам
статических испытаний свай), построенная по диаграмме рассеяния,
представленной на рис. 4.10. Здесь и в последующем изложении
термин «погрешности» употребляется в широком смысле как обоб-
щенная характеристика всех видов ошибок (инструментального, ме-
тодического характера, условности расчетных схем и проч.). При
этом под ним могут пониматься не только разности между точным
(х) и приближенным (д) значениями, т.е. (х — а), но и отношения
приближенных значений к точным а/х (как на рис. 6.1). Во избежа-
ние неясности термин «погрешности» в таком смысле будет упот-
ребляться в кавычках.
Рассматривая различные условия обобщения результатов испы
таний разной точности, целесообразно выделить два случая:
— точность одного из видов испытаний достаточно высока и сг0
результаты могут приниматься за эталон для корректировки осталь
ных (приближенных) результатов;
— все примененные виды испытаний — приближенны и по сво
точности отличаются друг от друга сравнительно мало.
416
Рис. 6.1. Гистограмма относительных «погрешностей» к = F„.1OII/FU1CB,
построенная по диаграмме рассеяния, представленной на рис. 4.10:
Fu. зон - предельное сопротивление сваи по данным зондирования, Fu_ св - то
же по результатам статических испытаний натурной сваи, N- общее число
испытанных свай, к — среднее значение к, а — среднеквадратическое откло-
нение Л; числа на каждом интервале («ступени гистограммы») отражают
число сопоставляемых пар «зондирование - испытание сваи», попавших в
этот интервал
В первом случае, когда для отдельных точек изучаемой пло-
щадки известны точные значения искомого показателя (например,
сопротивления свай по результатам их статических испытаний,
модуль деформации по результатам штамповых испытаний и т.д.),
приближенные значения этого показателя, полученные, например,
с помощью зондирования, корректируются путем введения в них
поправок, отражающих специфику конкретной площадки. Такие
поправки устанавливаются путем сопоставления отдельных при-
ближенных значений с точными (используемыми как эталон). Ес-
тественно, что места расположения на площадке сопоставляемых
27 Заказ 1141
417
точных и приближенных испытании должны и.ахоДИть.
ся не далее 1,5...2 м друг от друга). На основе такого сопоставлю
ния для каждой площадки устанавливаются поправочные коэффи.
циенты к приближенным результатам, т.е. осуществляется привяз-
ка конкретного приближенного метода к условиям конкретной
площадки.
В неоднородных грунтах площадка может быть разделена на
два-три участка, и корректировка может проводиться применительно
к каждому участку. В таких случаях выделенные участки становятся
как бы «зонами корректировки»: на каждом из них должны прово-
диться точные испытания и сравнение точных значений с прибли-
женными должно производиться на них независимо друг от друга.
В дальнейшем термин «среднее значение по площадке» для упроще-
ния будет употребляться без оговорок и предполагать усреднение
либо по площадке в целом, либо по се отдельным участкам.
Уточнения приближенных данных по результатам более досто-
верных испытаний не является чем-то новым для инженерных изы-
сканий. Такая корректировка проводилась и ранее, но ее методика нс
имела четких правил и в определенной мере зависела от личных
взглядов исполнителя. Корректировка же на более строгой основе
представляет довольно сложную задачу и предполагает решение ря-
да теоретических вопросов, уточнение некоторых общих понятий.
Подробнее эти вопросы рассматриваются в разд. 6.2, но предвари-
тельно следует отметить три существенных обстоятельства.
Во-первых, корректировка должна пониматься как уточнение
средних значении искомых показателей, т.е. как выявление и ком-
пенсация «систематических погрешностей», проявляющихся на кон-
кретной площадке.
Во-вторых, результаты сравнения точного и приближенного
значений искомого показателя не будут одинаковы в различных
точках площадки, так как неоднородность грунта может по-
разном^г влиять на точные и приолиженные значения искомых по-
казателей.
В-третьих, характеристики, принимаемые за эталон, должны со-
стЕетствогать условиям рзооты проектируемого основания. При
разных эталонах результаты могут существенно различаться и при
неудачном выборе эталона корректировка свою ценность может уг-
рачивать. Так, при определении модуля деформации Е по данным
можно использовать как компрес-
еяонкые о^ли^^ичесхие) Ел, так и ппампозые значения этого
но одинакова (см. рис. 3.171 и 3.18). Тем нс менее результаты будут
совершенно различными, отражающими разные условия работы
грунта. В соответствии с этим они и должны применяться. Напри-
мер, для расчета основания ленточного или отдельного (столбчатого)
фундаментов необходимо использовать Еш, для оценки же деформа-
ций основания большой площади (при намыве грунта и проч.) мож-
но использовать Ек и т.д.
Во втором случае, когда все примененные на изучаемой пло-
щадке испытания являются приближенными, т.е. точные (эталон-
ные) испытания отсутствуют, можно обходиться и без упомянутой
корректировки. В этом случае следует отыскивать наиболее вероят-
ную величину искомого показателя исходя из распределений воз-
можных «погрешностей» каждого метода и принимать искомый по-
казатель с «запасом», соответствующим заданной доверительной
вероятности.
6.2. Корректировка результатов, получаемых
по данным зондирования
Как уже отмечалось, важнейшим преимуществом статического
зондирования является возможность быстрого обследования боль-
ших территорий с выявлением мощности, протяженности и конфи-
гурации залегающих пластов грунта, установлением границ «сла-
бых» участков, количественной оценкой различных геотехнических
показателей (характеристик грунта, сопротивлений свай и т.д.). Тем
не менее определяемые с помощью зондирования геотехнические
показатели всегда являются приближенными, нуждающимися в до-
полнительной корректировке или по крайней мере во введении ра-
циональных «запасов», компенсирующих их неточность. Как уже
отмечалось, корректировка применительно к конкретной площадке
становится возможной при использовании в комплексе с зондирова-
нием какого-либо точного метода, результаты которого могут при-
ниматься за эталон (испытания грунта штампом, статические испы-
тания свай, иногда лабораторные испытания и проч.). В противном
случае расчеты должны содержать «запасы?/, ориентированные на
наименее благоприятные случаи, т.е. на максимальные «погрешно-
сти», возможные в широком диапазоне условий.
На рис. 3.17 компрессионный модуль деформации обозначается з со
ответстзии с оригиналом символом «М» (не £,).
27- 419
В качестве наиболее типичного примера корректировки ц
образно рассмотреть определение допустимой нагрузки на ева^0'
данным зондирования при выполнении на площадке статич/ "°
испытаний пробных свай (метод ключевых участков). В этом Ci
точки статического зондирования располагаются более или
равномерно по всей территории проектируемого объекта, а в от*^
ных (наиболее типичных) местах - ключевых участках - выпо^'
ются статические испытания сваи (рис. 6.2). 1Н5!*
Условные обозначения:
У -точка статического зондирования
D- статическое испытание сваи
Ри' 6.2 Возможный ьарианг расположения точек зондирования
и корректирующих ста1ических испытаний сваи
(при метол» > лючеиых участков)
В каждой лочкс зондирования определяется пределы^
сваи римЛ>... Fu и,„ а иа каждом и; >
чезя»ч участке производится сопоставление сопрел пилений 1 •'
чмрммиих по данш. м зондирования с солр^нию/сиия'ии.
лучеиимми по рстулматам статических испытаний Haf/l',l,J/
определю, м величины - f u Г'и' 6 '
унасткоо дм, j л, получено дна чиа них ныч' ния г
частным нычеиияи А', опрсдслястся п<я/р;,и"
420
эффициент к вычисленному для этой площадки приближенному зна-
чению среднего сопротивления свай Fu 1ЭОМ. Методика получения та-
кого поправочного коэффициента рассматривается ниже.
Если бы расхождения между приближенными и точными значе-
ниями сопротивлений свай (FU3OH и Fuct) были стабильными в преде-
лах конкретной площадки, то никаких проблем не возникало бы: все
значения F* были бы одинаковыми (требовался лишь один ключевой
участок) и поправочный коэффициент к среднему приближенному
значению Fu .Kli был бы также равен к\. К сожалению, практика
показывает, что в пределах одной и той же площадки отношения
F«.3oH /FUXK могут колебаться в довольно широком диапазоне. Естест-
венно, что этот диапазон уже, чем на общей гистограмме значений к
(см. рис. 6.1), тем не менее изменчивость значений Fuymt/Fun в пре-
делах локальных участков достаточно велика и пренебрегать ею
нельзя.
На рис. 6.3 приведены результаты оценки изменчивости относи-
тельных «погрешностей» к - Fu/iott /FUCB на различных по размерам
площадках (FUfKH - предельное сопротивление сваи по данным зон-
дирования, FUCb- л о же по результатам статических испытаний свай)
[77]. Использовались данные, полученные на площадках Башкирско-
го Предуралья и Тюменской области. Грунтовые условия характери-
зовались аллювиальными, озерно-аллювиальными, делювиальными
отложениями, представленными преимущественно глинистыми
грунтами (иногда с прослоями лесков). Глинистые грунты имели
преимущественно мягкопластичную - полутвердую консистенцию,
пески - средней плотности, средней крупности и мелкие. На каждой
площадке испытывалось or 6 до 12 забивных свай одинаковых длин
и сечений, возле которых производилось статическое зондирование
(на расстоянии 1 ...1,5 м) Сваи имели сечение 0,3'0,3 м, длину
6... 12 м. Зондирование производилось устанрвкой С-832, расчеты
FU,VM выполнялись согласно С НиП 2.02 03-85* [85],
Как видно из рис. 6.3, колебания относительных «погрешно-
стей» в пределах локальных площадок меньше, чем на общей тисто-
граммс рис. 6 1 Если на общей т истограммс срсднсквадрагичсскос
отклонение таких «л^грсишостсй» составляло <т 0,31, то в услови-
ях рассмотренных площадок (см. рис. 6 3) оно во всех случаях было
Од f. 0,25, При ном с увеличением ратмсров площадок ооларуа ика-
ется тенденция возрастания о> (аппроксимирующая кривая Л>>
тюказаий на рис. 6.3 пунктиром) Дли плойкой» наиболее типичных
размеров 1000 ,.5000 м можно считать гц 0,2
421
Рис. 63. Изменчивость (среднеквадратические отклонения) и средние
значения относительных «погрешностей» определения сопротивлений
свай по данным зондирования на площадках различных размеров:
А - площадь изучаемой площадки, кп к - соответственно текущее и сред-
нее значения относительных «погрешностей» в пределах площадки; -
среднеквадратическое отклонение относительных «погрешностей» к-, в пре-
делах изучаемой площадки; FUtK}i - предельное сопротивление сваи по дан-
ным зондирования; FUCB - то же по результатам статических испытаний
свай; п - число значений кь полученных на площадке (т.е. число сопостав-
лении Fи зон с F^св)
//“'./Д’ .’'V' ’*/ '*. J " •' -• ''. J » . 1.
Средние значения к также отличались от среднего значения
гистограммы на рис 6.1, т.е. от к^щ = 1,02. При этом какой-либо за-
висимости к от размеров этих площадок при имеющемся количест-
ве данных не обнаруживалось. •
Рассматривая а^, т.е. усредненную дисперсию значений к отно-
сительно локальных средних к (на отдельных площадках) каК
внутригрупповую, дисперсию средних - как межгрупповую а °’
т.е. дисперсию гистограммы рис. 6.1 — как общую, можно прибли
женно принять [21]
422
Если считать общее срсднсквадратичсскос отклонение «погреш-
ностей» а = 0,31 (см. рис. 6.1), внутригрупповое отклонение принять
исходя из приведенных выше соображений равным а* = 0,2 (см. рис.
6.3), то мсжгрупповос срсднсквадратичсскос отклонение составит
Qjf = -<з2к = y/ot3\2 -0,22 = 0,24. Это означает, что на площад-
ках размером 1000...5000 м2 средняя локальная «погрешность» к
может отличаться от общей к^ = 1,02, но диапазон ее возможных
значений будет меньше диапазона частных «погрешностей» на гис-
тограмме рис. 6.1 примерно в 1,3 раза (0,31/0,24 = 1,3). Соответст-
венно в пределах отдельных площадок диапазон изменений частных
«погрешностей» к относительно своих (локальных) средних значе-
ний к будет меньше «общего» диапазона их изменения (см. рис. 6.1)
примерно в 1,55 раза (0,31/0,20 = 1,55).
Это обстоятельство позволяет приближенно получать распреде-
ления (гистограммы) средних «погрешностей» на различных пло-
щадках и частных «погрешностей» в пределах таких площадок пу-
тем перестройки общего распределения частных значений к, приве-
денной на рис. 6.1. Такая перестройка легко осуществляется при до-
пущении, что все упомянутые распределения соответствуют одина-
ковому закону и различаются лишь своими дисперсиями. В этом
случае возможен традиционный подход, основанный на принятии
того или иного закона распределения (в данном случае асимметрич-
ного, например логнормального) и построении соответствующих
гистограмм с новыми дисперсиями, т.е. о* или о* вместо о. Однако
решение подобной задачи возможно и без аппроксимации распреде-
ления аналитическим законом. Уменьшив ширину всех интервалов
гистограммы в о*/о или <зк1<з раз, можно затем перегруппировать
эти интервалы на прежнюю ширину, сохраняя тот же центр распре-
деления, и получить новые гистограммы с параметрами рассеяния,
практически соответствующими о* или о* [165].
Следует отмстить, что
z «.ЗОН ' ^«,СВ \^и,ЗОН ' 1 н.св /» К • /
т.е. отношения среднего приближенного сопротивления свай Fu3on к
среднему точному Fu >св примерно равно среднему значению частных
отношений (Fu^t/Fuadi, так как математическое ожидание функции
423
т математических ожиданий аргумси-
^„блаженно равно значение отношений (Fu3Ml /Fu.n)„ т.е
Sb В св«и с ЭТИМ ^7 может использоваться в качестве попра.
средняя 'нему значению F„,M„ в пределах пло-
вечного коэффициента „оправку можно рассматривать
шадки («воны №РРеет“1Хнт надежности у», который согласно
уточненный‘ “ЖзГучигываст точность метода определ,
п 3 10 СНиП 2AM.VJ
НИЯ сопротивления сваи
г? л М,ЭОН * U.3OH
F-=T=—. <«>
Если значение FMCa разделить на коэффициент надежности по
грунту yg [85, 26], полученная величина будет расчетной нагрузкой,
допускаемой на сваю, которая не должна быть меньше действующей
расчетной нагрузки N.
F=-^-^W. (6.4)
Таким образом, задачу о корректировке результатов расчета со-
противлений свай по данным зондирования (при наличии результа-
тов статических испытаний свай) можно сформулировать следую-
щим образом. Известны вероятности возможных средних «погреш-
ностей» на изучаемой площадке к , известны вероятности возмож-
ных на этой площадке отклонений частных значений к, от среднего
к и по одному или нескольким точным значениям ki (на ключевых
участках). Необходимо выбрать значение к , которое можно принять
в качестве поправочного коэффициента к вычисленному по данным
зондирования сопротивлению свай Ри зон. Этот поправочный коэф
фициент и будет коэффициентом надежности у* в формуле (6-4)
применительно к конкретной площадке (т.е. принимается к 35 ?*)•
В 80-х годах в БашНИИстрое была разработана методика тако_
го выбора поправочного коэффициента, основанная на использов
нии в качестве математической модели формулы (правила) Беиес
[74, 166]. Эта формула позволяет переоценивать вероятности Ра
личных предположений - гипотез р(Я,) после свершения различив
событий а [21]. Для этих событий должны быть известны их ус-
ловные вероятности т.е. вероятности их свершения при ус-
ловли справедливости каждой из п поочередно рассматриваемых
гипотез Ht (i-
/гт / \ р(//,)р(а/Я,)
Ж /а) = ----'2- , (6.5)
где р(Н/ /а) - вероятности справедливости 7-й гипотезы соот-
ветственно до и после свершения события а («априорные» и «апо-
стериорные» вероятности);
p(aJH^ - вероятность свершения события а при условии спра-
ведливости 7-й гипотезы.
При расчете допустимых на сваи нагрузок в качестве «гипотез
Нр> в формуле (6.5) рассматриваются возможные значения средних
«погрешностей» оценки искомого показателя в пределах изучаемой
площадки (к ). В табл. 6.1 приводятся такие гипотезы и их вероятно-
сти, полученные путем описанного выше преобразования общего
распределения (гистограммы) «погрешностей» к (см. рис. 6.1), т.е.
путем сжатия упомянутой гистограммы в 1,3 раза.
Таблица 6.1
Гипотезы и их вероятности при определении «погрешностей»
определения сопротивлений свай по данным зондирования
Гипотезы н, Н\ н2 Яз н5 н7 я8
Значения к 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4
Вероятно- сти спра- ведливости гипотез Hh т.е. р(Н1) 0,1 0,17 0,20 0,18 0,15 0,10 0,06 0,04
В качестве «события а» рассматриваются результаты, получае-
мые на ключевых участках, т.е. значения АЛ- В табл. 6.2 приводятся
вероятности возможных отклонении к1 к от средних (по площадке)
425
ст математических ожиданий аргумсн-
приближенно равно функции нис отношений /Ftt.„)h т.е.
ср"“' "ZZZ ZX —• пр»“ ™-
вочного коэффициента к j
4tv поправку можно рассматривать
иТТтот"с‘шь1йРко7ффиЦиент надежности уь который согласно
Гз-W СНиП 2.02.03-85* [85] учитывает точность метода определс-
ния сопротивления сваи
к 1к
(б.З)
Если значение Fwcu разделить на коэффициент надежности по
грунту yg [85, 26], полученная величина будет расчетной нагрузкой,
допускаемой на сваю, которая нс должна быть меньше действующей
расчетной нагрузки N.
(6.4)
Таким образом, задачу о корректировке результатов расчета со-
противлений свай по данным зондирования (при наличии результа-
тов статических испытаний свай) можно сформулировать следую-
щим образом. Известны вероятности возможных средних «погреш-
ностей» на изучаемой площадке к , известны вероятности возмож-
ных на этой площадке отклонений частных значений fa от среднего
к и по одному или нескольким точным значениям fa (на ключевых
участках). Необходимо выбрать значение к , которое можно принять
в качестве поправочного коэффициента к вычисленному по данным
зондирования сопротивлению свай FW30H. Этот поправочный коэф-
фициент и будет коэффициентом надежности у к в формуле (6.4)
применительно к конкретной площадке (т.е. принимается к — У к)-
W4. Л Л. —
В 80-х годах в БашНИИ
го выбора поправочного коэсМ^ ^ЫЛа РазРа^отана методика тако-
НИИ в качестве матема^чесЙГ™’ осно«анная на использова-
личных 'Л формУла позволяет°пепе ^°рмулы (пРавила) Бейеса
редположений - гипоте Реоценивать вероятности рзз-
3 Р( /) после свершения различных
событии а [21]. Для этих событий должны быть известны их ус-
ловные вероятности р(а/Яр, т.е. вероятности их свершения при ус-
ловии справедливости каждой из п поочередно рассматриваемых
гипотез Hi (j = !...«).
Хр(Я?)р(а/Я.)
(6.5)
где р(Н{), p(Ht/a) - вероятности справедливости /*-й гипотезы соот-
ветственно до и после свершения события а («априорные» и «апо-
стериорные» вероятности);
pfpJHi) - вероятность свершения события а при условии спра-
ведливости /-й гипотезы.
При расчете допустимых на сваи нагрузок в качестве «гипотез
И» в формуле (6.5) рассматриваются возможные значения средних
«погрешностей» оценки искомого показателя в пределах изучаемой
площадки (к ). В табл. 6.1 приводятся такие гипотезы и их вероятно-
сти, полученные путем описанного выше преобразования общего
распределения (гистограммы) «погрешностей» к (см. рис. 6.1), т.е.
путем сжатия упомянутой гистограммы в 1,3 раза.
Таблица 6.1
Гипотезы и их вероятности при определении «погрешностей»
определения сопротивлений свай но данным зондирования
Гипотезы н, И, н2 Н3 я4 Н5 н6 н7 я8
Значения к 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4
Вероятно- сти спра- ведливости гипотез И/, т.е. р(Нд 0,1 0,17 0,20 0,18 0,15 0,10 0,06 0,04
В качестве «события а» рассматриваются результаты, получае-
мые на ключевых участках, т.е. значения к?к. В табл. 6.2 приводятся
вероятности возможных отклонений к'к от средних (по площадке)
425
11ИЙ к полученные путем такого же преобразования (Пут
' 1' >Я упомянутой гистограммы в 1,55 раза). Разность к'к -к Со
встствует'еитуанни, когда на А-м ключевом участке получена «По.
Юность» П, В то время как истинная средняя «погрешность» „а
^ой площадке составляла к . Таким образом^ вероятности
соответствуют условным вероятностям где Н, - гипотеза 0
том, что средняя «погрешность» равна к . Например, если на к-м
ключевом участке получено к’к - 0>9, то при справедливости гипотс-
ы Н (т.е. к = 0,7) получению такого к 'к соответствует
гипотеза о
-М
= 0,7-0,9 =-0,2.
Тогда согласно табл. 6.2 условная вероятность р(а/Н,) =p(k = 0,9/
/£ = о,7) составит 0,17. При справедливости гипотезы Н2 (т.е. к = 0,8)
она составит 0,23 и т.д.
Вероятности отклонения возможных «погрешностей» к’к от средних
/ г значений к в пределах площадок
. . ; * • . • ‘ i
Отклонения Ъ-к -0,3 -0,2 -0,1 ±0,0 +0,1 +0,2 +0,3
Вероятности откло- нений р{^к-к ), со- ответствующие рМ4) 0,09 Г 0,17 0,23 j • 0,21 0,15 0,09 0,06
i -
7
Таким образом, табл. 6.1 и 6.2 содержат все необходимые дан-
ные дчя расчетов по формуле (6.1) при получении на ключевом уча-
стке любого значения к\. Эти таблицы предполагают невысокую
точность расчета (до 0,1), однако при необходимости большей точ-
ности никаких принципиальных изменений не требуется: число ги
потез соответственно увеличивается, и расчет выполняется на ком
пьютере. В табл. 6.3 приводятся коэффициенты надежности уь БЬ1
°’01 по программе BEYES. Как и предшест-
ппотчззен^-1111^1 настоящей главы, они предполагают расчеты со
согласно СНиП2 02й вГ” П°£анным статического зондирован
• 2-ид°3-85 или СП 50-102-2003.
426
Таблица 6.3
Коэффициенты надежности у*, определяемые в зависимости
от значений А'* = Г1О||/ГИ<:П, получаемых на ключевых участках
а) при одном ключевом участке (одно статическое испытание сваи):
к <0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4
_£* 0,94 1,03 1,11 1,19 1 ,26 1,30 1,32 1,33
б) при двух ключевых участках (два статических испытания свай):
A/i Коэффициент надежности ук при А'?, равном:
<0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1.2 1,3 1,4
0,7 0,92 0,93 0,93 0,95 0,96 0,96
0,8 0,94 1,00 1,02 1,04 1.05 1,06 1,15
0,9 0,95 1,02 1,07 1,09 1,13 1,15 1,15 1,16
1,0 0,95 1,04 1,12 1,15 1,18 1,20 1,24 1,25
1,1 0,96 1,05 1,13 1,18 1,23 1,26 1,28 1,26
1,2 0,96 1,06 1,15 1,20 1,24 1,28 1,30 1,30
1,3 1,06 1,15 1,24 1,28 1,30 1,31 1,32
1,4 1,16 1,25 1,30 1,32 1,32 1,33
1,5 1,26 1,30 1,32 1.33 1.34
Поправки вносятся в среднее значение сопротивлений свай, оп-
ределенных по данным зондирования (см. формулу (6.4)). Все ос-
тальные величины, используемые для выбора расчетной (допускае-
мой) нагрузки на сваю, определяются так же, как и при отсутствии
корректировки: нормативное сопротивление Fu тон определяется как
среднее значение сопротивлений свай F3OI,i,/чо1|2., ... и т.д., получен-
ных по данным зондирования; коэффициент надежности по грунту уя
определяется в соответствии с ГОСТ 20522-96 [26], т.е. путем стати-
стической обработки этих же величин F»ohi» F3O„2, ... и т.д.
Описанный подход может использоваться при корректировке не
только сопротивлений свай, но и любой характеристики грунта, ко-
торая может определяться по данным зондирования. В таких случаях
меняются лишь исходные распределения (гистограммы), которые
отражают «погрешности» определения искомой характеристики
грунта. Выбор мест (точек) зондирования на площадке, расположе-
ние ключевых участков, методика расчета остаются неизменными.
В табл. 6.4 приводятся коэффициенты надежности у*, для определе-
ния модуля деформации грунта Е по данным статического зондиро-
вания с корректировкой испытаниями этого грунта штампом (при
427
дули деформад! , У ц.105-97 [92]. Коэффициент надедЛ.®'
SS“ "° —1Ю К СРеДНеМУ ЗНа-ниЙ
по данным зондирования.
Таблица б_4
Коэффициенты надежности 7ь рекомендуемые для определения модуля
реформации грунта поданным статического зондирования (£зои)*
согласно СП 11-105-97 с корректировкой испытаниями штампом
«Погрешность» на ключевом участке к1 — Е-к»/Ецп <0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4
Коэффициент надежности у* 0,78 0,84 0,90 1,02 1,14 1,18 1,27 1,32 1,36
В отличие от традиционного подхода, при котором за расчетный
показатель принимается минимальный или средний результат точно-
го испытания грунта (штампом или сваей) с соответствующими ко-
эффициентами надежности, в рассматриваемом подходе результаты
точных испытаний служат лишь средством корректировки прибли-
женных оценок, характеризующих площадку в целом. Сам же рас-
четный показатель выбирается путем обобщения и корректировки
приближенных показателей, в качестве которых выступают резуль-
таты, получаемые по данным зондирования.
Тем не менее роль точных испытаний в этом случае не уменьша-
ется, так как их влияние оказывается значительно сильнее, чем точ-
ность применяемых эмпирических формул. Это легко видеть на сле-
дующем примере.
Предположим, что на ключевом участке проведено испытание
’Фунта штампом и получена точная величина модуля деформации
шт мПа. Сопротивление грунта под конусом зонда в точке ис-
пытания штампом оказалось равным qc = 2 МПа. Среднее сопротив-
30ндиР0Ванию на изучаемой площадке составило (в
пгт С инженеРно’геологическом элементе, где производилось
штамповое испытание) £ = 3,1 МПа.
пеЛппм Результат определения расчетного значения мод}-”я
«о£ = ) при использовании
различных формул: £=5 9о £ = 7 J
428
В табл. 6.5 приведены коэффициенты надежности у*, соответст-
вующие каждой из трех рассматриваемых формул. Значения у* вы-
числялись описанным выше способом. Результаты расчета модулей
деформации Е приведены в табл. 6.6.
Таблица 6.5
Коэффициенты надежности у* для определения модуля деформации
грунта, соответствующие различным формулам типа Е = aqc
«Погреш- ность» на ключевом участке к'=Езоц/ Е11ГТ 0,4 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1.6
Коэф, надеж- ности у к при использова- нии формул £=10 qc 0,54 0,72 0,78 0,80 0,84 0,87 0,9 0,88 1,02 0,89 1,14 1,2 1,18 1,27 1,27 1,38 1,32 1,45 1,36 1.52 1.52
Таблица 6.6
Результаты расчета модуля деформации в рассматриваемом примере
Форму- ла на ключе- вом участ- ке, МПа «Погреш- ность» на ключе- вом уча- стке А/ = ЕМ1/ /Ешт Коэф, надеж- ности Уд (по табл. 6.4) Среднее сопро- тивле- ние Чс> МПа Средний модуль де- формации без коррек- тировки МПа Расчет- ный мо- дуль де- формации (после корректи- ровки) Е, МПа
Е=5 qc 10 0,56 0,67 3,1 15,5 23.1
E = 1qc 14 0,78 0,89 21.7 24.4
Е= \0qc 20 1,11 1,27 31.0 24.4
Как видно из табл. 6.5, без корректировки модули деформации
Е^н существенно различались в зависимости от используемых фор-
мул (15,5...31,0 МПа). Корректировка же уменьшила влияние исполь-
зуемых формул настолько, что при всех формулах расчетные модули
деформации Е оказались почти одинаковыми (23,1 ...24,4 МПа).
429
а приемлемости рассмотренного
Экспериментальная пров ^ков) вЫП0Лнялась институтом БаШ-
поаХода (метола ключевь« У1» да плоЩадках, где проводилось
н£рой в г. УФ® в 80-е ГД сваи с парад-
<как в точках забивки этих сваи’так
«'^а'Хльной территории)- опытной площадке БашНИИ-
На упоминавшейся в разд 150 м2 был0 ИСПытано И свай
„ иа участке площадью - точке проводилось
С-832. с.», Р>~
статическое зондирование грунт у
гались в шахматном порядке, расстояние между ними составляло
2...3,2 м. Грунтовые условия характеризовались до глубины 15 м
аллювиально-делювиальными глинами от тугопластичной до полу-
твердой консистенции, без инородных прослоев и линз. План участ-
ка испытаний показан на рис. 6.4. Результаты испытаний свай были
приведены в разд. 4.3.2 (см. табл. 4.12).
Гис. 6Л. Схема
экспериМенте На опытной1п^еЛ,Ь1Х СВа”11 6УРОВЬ1Х скважин
Допустимые ^-НИИстроя
аС-К°оп^ИЧем расс1,3триваэд^вОПрсделялись методом ключевых
(^«дХ^°ВКа "° РезуХХ^!.03'1™6 варианты:
т.е. в кажло?ИСЬ П°°Чередно peavP^ ЛИШь Одного испытания сваи
свая>~ 11 варХоТ"' "P^onarS' ИчС"Ытаний каадой1,3 с®^
и в» ь» нто испытана лишь од^2
4?Л
— корректировка по результатам двух испытаний, т.е. при двух клю-
чевых участках (рассматривались поочередно результаты испытаний ка-
ждой «пары» сваи при всех возможных сочетаниях) — 55 вариантов;
— корректировка по результатам трех испытаний, т.е. при трех клю-
чевых участках (рассматривались поочередно результаты испытаний ка-
ждой «тройки» свай при всех возможных сочетаниях) — 165 вариантов;
— ... и т.д. (до 11 испытаний).
На рис. 6.5 приведены результаты расчетов допускаемых нагру-
зок на сваю при различном числе корректирующих испытаний. На
этом же рисунке показаны результаты расчетов таких нагрузок при
традиционном подходе (СНиП 2.02.03-85* [85]), т.е. когда за несу-
щую способность сваи Fj принимается
— при числе статических испытаний свай менее шести — наи-
меньшее частное значение сопротивления сваи, полученное при ис-
пытаниях Fd = FuMfnin (т.е. коэффициент надежности по грунту ys
принимается равным 1);
— при шести и более испытаниях - наименьшее ожидаемое
среднее сопротивление сваи Fd = FUCBTnin = FUCB/'{g .
В обоих случаях коэффициент надежности метода у* = 1,2.
Как видно из рис. 6.5, метод ключевых участков дает не только
достаточно надежные, но и вполне экономичные решения. Ни при
одном варианте испытаний свай не получено результата, превы-
шающего фактическое среднее значение Fuсв= 257 кН и даже
ожидаемое минимальное значение среднего сопротивления
Л/.св,тш = ^м.св/Уг = 257/1,08 = 238 кН. Это относшся и к случаям,
когда на площадке проводится только одно испытание сваи.
Согласно указаниям СНиП 2.02.03-85* [85] и СП 50-102-2003 [93]
на территории возводимого здания или сооружения число статических
испытаний свай (если таковые предусматриваются) должно быть не
менее двух на каждой заданной глубине. На практике это указание час-
то нарушается, что в определенной мере объясняется нелогичностью
запрета на проведение одного статического испытания, когда полное
отсутствие таких испытаний считается допустимым. В этой связи на
рис. 6.5 приводится несущая способность, определенная по одному ис-
пытанию. Как видно из рис. 6.5, б, при одном испытании несущая спо-
собность сваи может оказываться выше фактически полученного
среднего сопротивления Fu св (и тем более минимального среднего
Л/.св,ть)- Компенсировать такое превышение может лишь коэффици-
431
при переходе от несущей спо-
. т» • 1>2‘ ,’рпмс“ „vcKicMott ’»« с,,аю 185^ Как У*® °т-
С11Г qe^wft |1МТулкс, до> >г • ктаффшшснг устанмищ.
еобжкп М Jernes > J* шро№шно в зависимости от вс.
пмдавы*’*-^ '
касмой па сваю F, от ч^Гстатачсск °₽а раСЧСТ,,0!‘ “агРУЗки, допус-
участков) N по котопмм п сск,,х испытаний свай (ключевых
(опытная площадка BawHW^"T,Wacb к°РР"™Р<>вка расчетов
П-средш<е значения р~^СТР0Я’ УЧаСГОК "МВДЛЬМ около 150 и1):
сматриваемым вариантам сочртГ д°пускас>мои нагрузки на сваю F по рас-
тываемой свае, при двух ппСТаНИИ испь1ть,васмых свай (при одной испы-
наибольшие значения ° “ ТЛ’тс‘ ПРИ 1,2,3...11); б-
значения сопротивлений свай F по тем же вариантам
Аналогичный расчет был п
больших размеров (150*200 пРовеДен для площадки значительно
чением 0,3 *0,3 м, длиной K0T0P0** было испытано 9 свай сс-
располагалась на высокой “М микР°Ра^он «Л»). Площадка
койным рельефом и спавн°ИМе ^СКИ ^ело^ и характеризовалась спо-
грунтами. Грунты до глуби^^110 ОДНОРОДНЫМИ (по простиранию^
ы -..8 м были представлены аллювиаль-
432
ними глинами и суглинками (тугопластичными и мягкопластичными)
с прослоями и линзами пылеватых водонасыщенных песков. Ниже, до
глубины 12... 15 м, залегали аллювиальные пылеватые пески с линза-
ми мягкопластичных глин, ниже - гравийные отложения с песчаным
заполнением. Глубина подземных вод составляла 3...5 м.
Все расчеты допускаемых нагрузок производились так же, как и для
рассмотренной выше опытной площадки БашНИИстроя. На рис. 6.6
приведены результаты произведенных расчетов в той же форме, что и
на рис. 6.5.
Рис. 6.6. Зависимость результатов выбора расчетной нагрузки,
допускаемой на сваю F, от числа статических испытаний свай
(ключевых участков) 7V, по которым производилась корректировка
расчетов (микрорайон «Л» г.Уфы, участок 150x200 м):
а - средние значения расчетной допускаемой нагрузки на сваю F по рас-
сматриваемым вариантам сочетаний испытываемых свай (при одной испы-
тываемой свае, при двух, при трех ... и т.д., т.е. при W= 1,2, 3...9); б - наи-
большие значения сопротивлений свай F по тем же вариантам
28 Заказ 1141 433
, _,|Р л 6 основные закономерности, Промпт»,,..
’X.S выше экспериментах на небольшом участке |50 м=
„ описанных вы „ зпмст|Ю „ 1Ш ппо1цадкс 150^ .
Р,С 5м. Гчто этот пример является несколько искусственны '
S Хнов-пеипс единой несущей способности F., (допуСТИМо!
ГДХп Л/W «« боШ"оП TCPP,,T0P""> как nPW, „с,, ’
X как по экономическим, так и техническим соображениям
™йныс колебания сопротивлении сваи становятся иедопусП1Мо
опасными). Однако полученные результаты показывают, что прцп,
цнпнальной разницы в применении рассмотренного подхода ца
больших и малых площадках нет. Необходимо лишь при проскгпр0.
вании конкретных объектов уделять особое внимание рационально,
му разделению территории здания или сооружения на зоны, в преде-
лах которых нагрузка, допустимая на сваю, может приниматься
одинаковой.
В целом подход, предполагающий использование формулы Вей-
сса, в настоящее время нс представляется новым. Уже многие годы
он использустся в различных сферах деятельности («бсйссовсктщ
подход» [106, 57, 37]). При решении геотехнических задач такой
подход применяется в зарубежной практике начиная с 70...80-х го-
дов [143, 133,122]. Вероятности гипотез обычно аппроксимируются
теми или иными классическими законами распределения - нормаль-
ным, логнормальным и т.д. Однако изложенная выше методика до-
пускает более простой подход, предполагающий выполнение опера-
ций с распределениями «погрешностей» без обязательного установ-
ления их аналитического закона [77, 165]. Как было показано выше,
в этом случае распределения рассматриваются как дискретные, усе-
ченные, в форме гистограмм или таблиц. При необходимости может
проводиться «выравнивание» таких гистограмм, не связанное с ап-
проксимацией аналитическими законами [165]. Все это упрощает
используемый математический аппарат, но при точности оценки
«погрешностей» выше 0,1 вычислительные операции становятся
громоздкими и расчеты должны выполняться по соответствующе11
ЛПН0И пРогРамме (BAYES) или с использованием заранее
тить что пп^ Та ЛИЦ ТИПа та^л‘ 6-4- Необходимо также отмс-
Делений искл^™11611116 <<погРешн°стей» в виде усеченных распре*
возникает пониж^ Ситуации> когДа с увеличением числа испытан1’1
аналитических narn^ расче™го показателя. При использовании #
не возможны. Ределений такие парадоксальные ситуации ви°
6.3. Использование статического зондирования
в комплексе с несколькими независимыми методами
изучения грунта
В разделе 6.2 рассматривалось использование статического зон-
дирования в комплексе лишь с каким-либо одним точным видом ис-
пытаний» с помощью которого проводится корректировка получаемых
результатов. Однако на практике возможны ситуации, когда парал-
лельно применяются несколько приближенных методов (видов) испы-
таний, причем точные испытания, необходимые для упомянутой кор-
ректировки, могут отсутствовать. Например, кроме статического зон-
дирования проводится бурение, отбираются монолиты, которые под-
вергаются лабораторным испытаниям, может проводиться динамиче-
ское зондирование, испытание грунта на вращательный срез и т.д. Как
отмечалось в разделе 6.1, для таких случаев особенно характерно не-
доиспользование получаемой информации, связанное с традиционной
ориентацией на какой-либо один метод. В этой связи уже давно пред-
принимаются попытки отказа от традиционного подхода и перехода
на рассмотрение проводимых испытаний как единого комплекса «нс-
равноточных измерений» [68, 65, 101 и др.]. Чаще всего в этих случа-
ях расчетный показатель понимается как средневзвешенная величина
результатов, получаемых различными методами испытаний, причем
достоверность каждого конкретного метода учитывается соответст-
вующими «весовыми коэффициентами». Такие коэффициенты могут
быть получены способами, применяемыми в бсйесовском анализе не-
прерывных случайных величин, распределенных нормально [106, 37].
Известно множество решений задачи о нахождении распределения
апостериорной средней оценки искомого показателя при нсравноточ-
ных измерениях. «Вес» каждого метода измерений в таких решениях
обычно обратно пропорционален дисперсии результатов этого метода.
В простейшем случае это представляется в виде
(6.6)
где Л_ наиболее вероятное среднее значение искомого показателя Л,
4 — среднее значение показателя А по данным z'-го метода,
Uj —дисперсия данных (Л,), полученных z-м методом,
Hi— число определений показателя А z-м .методом (количество Л,).
28
435
в более подробных исследованиях геотехнического направд
г,» 65 1011 «весовые коэффициенты» дифференцированно уч*
вают погрешности разной природы, связанные, например, с неточ,,‘i
Z применяемых эмпирических зависимостей, неоднородно
rnvHTOB Могут вводиться поправки на «систематические отклоне
ния» характерные для конкретных методов испытаний.
Недостатки таких расчетов связаны с условностью выбираемых
математических моделей. Приходится принимать нормальный закон
распределения «погрешностей» (или искусственно приводить к нему
несимметричные распределения), допускать возможность пониже-
ния расчетного показателя при получении более подробной инфор.
мации. Как правило, не учитывается уменьшение диапазона «по-
грешностей» в ограниченных условиях (на небольших площадках).
Более широкие возможности обеспечивает рассмотренный выше
вариант бейесовского подхода, при котором используемые перемен-
ные рассматриваются как дискретные случайные величины. Возни-
кает возможность проведения операций с любыми распределениями,
в том числе усеченными (см. раздел 6.2).
При нескольких приближенных методах испытаний более удоб-
ным является вариант, отличающийся от рассмотренного в разделе 6.2
и характеризующийся следующими особенностями:
-в результате измерений и расчетов определяется не поправоч-
ный коэффициент к среднему показателю (коэффициент надежно-
сти), а сам средний показатель;
- под «погрешностями», определений искомого показателя по-
нимаются не отношения приближенных значений к точным, а их
разности (например, вместо рассматриваемых в разделе 6.2 величин
^эон/^шг, используются величины Езоп-Е^ FUt30H-Fu,CB\
Используется та же формула (6.5), но в качестве «гипотез Нр
рассматриваются не возможные средние «погрешности», а возмож-
ные средние значения самого показателя (например, модуля дефор-
мации Е, сопротивлений свай Fu и т.д.). Как и в задачах,
рассматриваемых в разд. 6.2, число гипотез определяется желаемой
точностью искомого показателя (например, при точности модУлЯ
деформации ±1 МПа количество гипотез будет в 10 раз меньше, чем
при точности ±0,1 МПа).
п(Н\ °бьггием на основании которого «априорные» вероятност1
тэт в вапостериорные» р(Н./а), считается р«У*
Учтенного на пп» Я* п₽°веденного на изучаемой площадке
редшествующих этапах расчета. Условные вероят
сти р(а/Я/), т.е. вероятности свершения «события а» при условии
справедливости гипотез Я/(/ = будут отражать не только дос-
товерность конкретного метода испытаний, но и неоднородность
грунта (изменчивость его свойств в пределах площадки). Учет обоих
факторов может быть осуществлен путем преобразования гисто-
грамм методами, упомянутыми в разделе 6.2. Строится гистограмма,
отражающая влияние одного из факторов - достоверности метода,
затем производится преобразование такой гистограммы на большую
дисперсию (т.е. ее «расширение»), учитывающее влияние другого
фактора - неоднородности грунта.
Расчет может проводиться в следующем порядке.
Сначала строится распределение возможных приближенных
значений искомого показателя Лприб при условии, что истинное его
значение равно А, (точнее оно лежит в интервале А,± а/2, где а — ши-
рина рассматриваемого интервала значений А). На рис. 6.7 показан
способ построения таких распределений.
1 n/N
прнб
Рис. 6.7. Схема, поясняющая методику определения условных
вероятностей получения приближенных значений Jnpl<6
при истинном значении А,:
1 - зона рассматриваемых истинных значений искомого показателя At± а/2,
соответствующая f-й гипотезе (Я,), 2 - гистограмма, отражающая распреде-
ление ЛпрИб в выделенной зоне истинных значений At± а/2, т.е. это относи-
тельные частоты значений Яприб при условии А = А,± а/2, приближенно со-
ответствующие условным вероятностям р(а/Я) =p(Anpi,6,j/A = At)
437
• сШа-
иИЯДразбнваеГОЯназоныА1,А,,А3... -
изменения Д Р~~ споСОбом находится распределг-
30НЬ1 °ЯИ?НН\тя упрощения во многих случаях
гем а, '’генных значении А₽«>- ^[Ц1Я одинаковыми при всех гипо-
ffiie ^‘^Т^имэтъ эти распред^значения Лпр» не превышают
»:;"ТXX».«“«“3™'—
патовдаы пильнымиiзначе . гонение Оямь отражающее
P“^eSaf«n«ec№er^
^>жет быть определено по частным
точках площадки;
_____ ^приб)
неод
п-1
(6.7)
на Лрибд, 4.риб -текущее и среднее значения показателя Л11риб,
п - число точек площадки, в которых определялись Ацркб1.
Естественно, что такой подход является приближенным, так как
колебания сопротивлений свай в пределах площадки отражают не
только неоднородность грунта, но и в определенной мере достовер-
ность расчета этих сопротивлений. С другой стороны, диаграммы
рассеяния приближенных и точных определений, как уже отмеча-
лось, тоже отражают не только достоверность этих определений, но
и неоднородность грунтов (см. раздел 3.2.1). Однако ошибки, вызы-
ваемые подобными допущениями, при выборе допустимых нагрузок
на сваи идут «в запас прочности».
Среднеквадратическое (стандартное) отклонение, отражающее
влияние обоих упомянутых факторов, определяется исходя из свойств
дисперсий
2 2
+ СТ
дост ' неод >
нсод •- дисперсии, отражающие соответственно достовер-
* ’•) / • 5'-. ! г । Г
ГДе ° дост И С
нос гь определения .
пРотм2тсГпеИТСЯ ОП,оше»иеТ =^И Не°дноРодность грунтов.
В Расши№ BcS и^еЧаЛ0СЬ в б-2> П£Ре-
икло ширину (_ерегруппиРовке «расХтГеТ^ ГИСТ0ГРаммы в к« Р33 "
Методика тя^ С* Число ннгепвэппв реннь1*» интервалов на преж-
и ПеРестройки описаня<<Гипотез>> становится большим)-
в работе [165]. Подобные оперЯ'
ним выполняются с помощью компьютерных программ (например, ис-
пользуемая в БашНИИстрое программа SYNT). Естественно, что пре-
образование гистограмм (таблиц) может выполняться и традиционным
способом, т.е. путем принятия аналитического закона распределения и
построения распределения для новой дисперсии. Однако в этом случае
добавляется процедура подбора аналитического закона и существенно
затрудняется использование «усеченных» распределении.
В целом принцип расчета остается аналогичным описанному в
разделе 6.2.
Точность расчетов по компьютерной программе SYNT обычно
принимается равной ±1 кН, что предполагает (при использовании
диаграммы рассеяния на рис. 4.10) рассмотрение примерно тысячи
гипотез. Однако для характеристики алгоритма этой программы
удобно рассмотреть основные элементы расчета с пониженной точ-
ностью, например ±25 кН, при которой основные вычисления могут
выполняться «вручную». Ниже рассматриваются примеры такого
расчета в форме выполнения основных фрагментов вычислений.
В табл. 6.7, 6.8, 6.9 приведены относительные частоты получе-
ния различных «погрешностей» определения сопротивлений свай по
данным трех «стандартных» методов [85]:
- расчетов по данным статического зондирования FUVM (в соот-
ветствии с диаграммой рассеяния на рис. 4.10),
- расчетов по физико-механическим свойствам грунтов Fu_m5 (по
показателю текучести глинистых грунтов IL или крупности и плот-
ности песков) [77],
- динамическим испытаниям свай FKiaui (расчетов по «отказам») [77].
Таблица 6.7
Относительные частоты n/N («вероятности») расхождений между
частными значениями сопротивления свай по данным зондирования
Fiwn и точным средним его значением Fu на основе рис. 4.10
(в идеально однородных грунтах)
FУ,ЗОН Fu t кН -250...-200 -200...-150 -150...-100 -100...-50 О • о 1 0...+50 +50...+100 + 100...+150 + 150...+200
n/N~ _ ~P(FU,"K>U~Fи ) 0,06 0,09 0,10 0,12 0,16 0,18 0,13 0,10 0,06
439
----Под «погрешив!л™»" « ~~разности
между приближенными сопротивлениями сваи F„,M F„.,,a6( н
точными их значениями F«, т.е. величины (F„,3on FJ, (Гм>лаб_рд
Таблица 6.8
Относительные частоты n/N («вероятности») расхождений между
частными значениями сопротивления сваи по данным лабораторных
анализов грунта FUiM6 и точным средним его значением Fu
(в идеально однородных грунтах (77])
Таблица 6.9
Относительные частоты n/N («вероятности») расхождений
между частными значениями сопротивления свай по данным
динамических испытаний свай Fu>aHH и точным средним его
значением Fu (в идеально однородных грунтах [77))
Приводимые в табл. 6.7, 6.8, 6.9 относительные частоты <<п0
грешностей» приближенно равны их условным вероятностям при
«истинном» значении среднего сопротивления свай F„. Они соот-
440
встствуют величине Ха/Я,) в формуле (6.5) при идеальной однород-
ности грунта на площадке. В условиях же реальной неоднородности
грунтов расхождения между получаемыми приближенными сопро-
тивлениями свай и их точным средним значением будут больше, чем
в указанных таблицах. По этой причине распределение «погрешно-
стей» должно быть перестроено на большую дисперсию, т.е. необхо-
димо выполнить упомянутую выше операцию «расширения» гисто-
граммы в о/Одост раз.
В качестве примера в табл. 6.10 приведено «расширенное» распре-
деление «погрешностей» для случая, когда дисперсия, отражающая не-
однородность грунтов, составила о2,^^ 4900 кН2 (о1(СОД= 70 кН).
Таблица 6.10
Относительные частоты n/N («вероятности») расхождений
между частными значениями сопротивления свай по данным
зондирования Fu> 1Ш1 и точным средним его значением Fu с
учетом неоднородности грунтов (оиеод = 70 кН)
F -F И.ЗОН м f кН -300...-250 -250...-200 -200...-150 -150...-100 О <Г) 1 О о 1 О о 1 0...+50 +50...+ 100 + I00...+ 150 + 150...+ 200 +200...+ 250
~p(Fu'-j0H— Fu) 0,05 0,06 0,07 0,08 0,12 0,15 0,16 0,12 0,08 0,06 0,05
Дисперсия «погрешностей», отражающих достоверность расчетов
(табл. 6.7), составляла о2Л0СТ = 12374 кН2 (оЛ0СТ = 111,2 кН), «общее»
среднеквадратическое отклонение, соответствующее неоднородному
грунту (при о2неод= 4900 кН2), согласно формуле (6.8) равно
а = -712374+ 4900 = 131,4 кН.
Соответственно а /оЛОст = 131,4/111,2 - 1,18, т.е. распределение
табл. 6.7 «расширялось» в 1,18 раза (использовалась программа
SYNT). Гипотезами следует считать значения Fu, соответствующие
точности используемых таблиц или гистограмм (табл. 6.10 предпо-
лагает точность ±25 кН). Таковыми, например, могут быть.
441
гипотеза л । —* ------- ' " _
г,,»™,, ft - F.-W...IW.H (Fl-75);
„,^н, -г.-»»- '25):
| гипотеза 150...20C м I (Л, 175),
гипотеза H20' * Л»e 950...1000 кН (F„ — 975).
«Априорные» вероятности таких гипотез могут быть приняты
одинаковыми, т.е. р(Д) = p(ft) =Рг Нз) - ••• = pffio)= 0,05.
Предположим, что на площадке получены по данным зондирова-
ния следующие предельные сопротивления сваи (Л^зоц) в кН: 510; 580*
500; 610; 640; 550; 660; 690. Рассматривая последовательно каждое
значение Tv»,,, можно произвести пересчет приведенных выше веро-
ятностей гипотез, используя формулу (6.5). Согласно табл. 6.10 первое
же рассмотренное значение сопротивления сваи F43ohi = 510 кН ис-
ключает справедливость гипотез, соо!ветствующих FUi30H > 800 кН и
Fjooh <250 кН, так как при них «погрешности» /^.зон-^ становятся
либо меньше -300 кН, либо больше -.’-250 кН, т.е. попадают в зону
.«нулевых вероятностей». Таким образом, для первых пяти гипотез
(Hi... i 5) и четырех последних (Hi7... Z72o) «апостериорные» вероят-
ности становятся равными нулю, «ненулевыми» остаются лишь гипо-
тезы #6.../У 16. ; :: » '• <
гипотезы Иб (т.е. = 275 кН) «погрешность» составит
235 кН, условная вероятность ее. возникновения 0,03. «Апостери-
орная» вероятность справедливости этой гипотезы согласно фор-
муле (6.5) составит ' >г
Р(Я6/^;м„=510кН) =
0.05*0.05
| § 0,05-0,05 + 0,С5-0,0о+...+0,05-0,16+...+0,05-0,05
*4 ' ♦
______________о,05 0,05
0,05-1
________________________________________________________________________ 0.05-0,05 = 05
0,05-(0,05 + 0,0б+..,+0,16+...+0,05)_0,05-1
Для гипотезы Ну «апостериорная» вероятность будет
P(Hi1 = 510 кН)=£l05,°>0^. = 0 об
0,05-1 ’ '
442
Аналогичным образом можно рассчитать «апостериорные» ве-
роятности остальных гипотез (табл. 6.11).
Таблица 6.11
Вероятности рассматриваемых гипотез после учета
результата FW>MH = 510 кН
Гипотезы (значе- ния Fu в кН) яб (275) (325) Н8 (375) (425) н10 (475) Ни (525) Я12 (575) Ни (625) Н|4 (675) Н|5 (725) н16 (775)
Вероят- ности гипотез («апосте- риор- ные») 0,05 0,06 0,08 0,12 0,16 0,15 0,12 0,08 0,07 0,06 0,05
Как видно из табл. 6.11, «апостериорные» вероятности гипотез по-
вторяют (зеркально) условные вероятности табл. 6.10, так как «апри-
орные» вероятности гипотез были одинаковыми [р(/4) = 0,05]. При
этом не имеет значения первоначально принятый диапазон возможных
значений Fu, так как вероятности всех гипотез, оказывающихся за
пределами диапазона «погрешностей» табл. 6.10, будут равны нулю.
Аналогичным образом можно учесть следующий результат
^«,зон2 = 580 кН. В этом случае «апостериорные» вероятности
в табл. 6.11 принимаются за «априорные» и расчет повторяется уже
для новых значений условных вероятностей получения Еило„, т.е.
для /S/.3OH2 = 580 кН. В табл. 6.12 приводятся результаты такого пе-
ресчета.
Как видно из табл. 6.12, неопределенность оцениваемых значе-
ний F„ уменьшилась, гипотезы и Hi исключаются из дальнейше-
го рассмотрения, ибо их вероятности стали равными нулю.
Аналогичным образом учитываются и все остальные результаты
FM>30n = 500, 610, 640, 550, 660, 690 кН. Всякий раз «апостериорные»
вероятности предшествующего этапа расчета принимаются за «ап-
риорные» при последующем этапе. В табл. 6.13 приводятся вероят-
ности гипотез после учета восьми упомянутых выше результатов
(FWt30H). Как видно из этой таблицы, после расчетов осталось лишь 5
гипотез, вероятности которых не равны нулю.
443
Таблица 6.12
„^и пассмаТриваемых гипотез после учета двух резуЛЬТа
Вероятности рассматр = 580 кН ат°в
Гипотезы (значе- ния Fu в кН) Яе (275) Я, (325) н8 (375) (425) Я.о (475) Ни (525) Нп (575) Н|з (625) Я,4 (675) н|$ (725) (775)
Вероят- ности гипотез («апо- стериор- ные») 0 0 0,05 0,08 0,12 0,20 0,22 0,14 0,10 0,05 0,04
Таким же образом учитываются сопротивления свай, опреде-
ленные другими методами. Таковыми могут быть, например, сопро-
тивления свай F^, рассчитанные по результатам лабораторной об-
работки монолитов грунта, сопротивления FUtWH, полученные дина-
мическими испытаниями, и т.д. Методика расчета остается прежней,
но вместо табл. 6.7 используются другие таблицы, отражающие спе-
цифику используемых методов оценки, например для Г„.лаб, ^«.дин "
это табл. 6.8 или 6.9.
Таблица 6.13
• " < • . I.
Вероятности рассматриваемых гипотез после учета восьми
результатов Гчэои=510,580,500, 610,640, 660, 690 кН
Гипотезы (значения Fu в кН) Я1о (475) Ни (525) Нхг (575) Я13 (625) 7/н (675)
Вероятности («апостериор гипотез ные») 0,10 0,16 0,30 0,24 0,21
/? , но с учетом
ПО данным
= 70 кН). Расчеты п
жаюцгею непто ЧИСЛе значений или Г„.дин дисперсию, «Р*
рования В тяК°Р°^0СТЬ гР^нта> можно принять по данным зонд
определения F " 4 приводится распределение «погрешностей
«лаб в виде тех же разностей F
неоднородности гпунтоп цзон
зондирования дисХрсии ПрИНЯТ0Й
казывают что ° неод—4900 кН2(онсо = fW .
нию диапазона «пот™'0” неодноРодн°сти соответствует расши
она^охрешностейнР^.^^дзр^ .
Таблица 6.14
Относительные частоты n/N («вероятности») расхождении между
частными значениями сопротивления свай по данным лабораторных
анализов грунта FUiMf, и точным средним его значением Fu
с учетом неоднородности грунтов (<тие(и = 70 кН)
Если, например, сопротивление сваи, определенное по данным
лабораторной оценки грунтов, составило Fu.mq = 600 кН, то расчет
продолжался бы следующим образом.
«Априорные» вероятности р(Н?) принимаются равными «апосте-
риорным» в табл. 6.14, причем за пределами диапазона этой таблицы
Х«)=0.
Для гипотезы Н\ q «погрешность» FU,M6—FU = 600 - 475 = 125 кН,
вероятность которой согласно табл. 6.14 равна 0,09. «Апостериор-
ная» вероятность Ню вычисляется тем же способом, что и при учете
Ги.30н, т.е. по формуле (6.5):
Р(Я1о/^лаб=6ОО кН) =
_____________________0,10-0,09____________________
0,1-0,09 +0,16-0,12 +0,3-0,12 + 0,24-0,11 + 0,21-0,10
Соответственно
р(Н„/Гвлэв = 600кН) =
____________________0,16-0,12____________________
0,1-0,09 + 0,16-0,12 + 0,3-0,12 + 0,24-0,11+ 0,21-0,10
445
_________0,30'0,12___________________
“ q ].o,O9+0,16-0,12+0,3-0,12+0,24-0,11 + 0,21-0,1^0
4 •
И Т.Д.
Таким же способом учитываются вес остальные результату, По
лучасмыс любыми методами. В конечном итоге остается весьма сг
раничсннос число гипотез со своими вероятностями, по которым и
выбирается расчетная нагрузка, допустимая на сваю (в соответствии
с требуемой доверительной вероятностью).
Описанный расчет учитывает как достоверность определения
искомого показателя, так и неоднородность грунтов, поэтому допол-
нительных коэффициентов надежности не требуется.
Рассмотренный подход предполагал отсутствие на площадке
точных испытаний, по которым возможна корректировка прибли-
женных оценок. Если же такие испытания проводятся, то эффектив-
ность определения искомого показателя существенно возрастает.
В частности, возникает возможность учета сокращения диапазона
изменений возможных «погрешностей» в пределах ограниченных
площадок (см. разд. 6.2).
При наличии результатов точных испытаний следует выделить
два случая:
— места точных испытаний не совпадают с местами приближен-
ных определений, т.е. ключевые участки отсутствуют;
— места точных испытаний совпадают с местами отдельных при-
ближенных испытаний, т.е. имеются ключевые участки (как, напри-
мер, на рис. 6.2).
В первом случае каких-либо принципиальных изменений в рас-
смотренном выше алгоритме не возникает. Точные испытания про-
сто рассматриваются как испытания с очень малыми «погрешностя-
ми» (относительно истинных значений показателя в конкретных
п лощадки)» те- с очень малыми дисперсиями аДОст2• Тем нс
ее высокая точность таких испытаний относится лишь к част-
лает искомого показателя, неоднородность же грунта Дс
лает получаемые частные значения А, лш
ками среднего (по плОщадке)
словами, «погрешности» таких испытаний
446
иь приближенными он
го показателя А .
характеризуются в осн°в
ном дисперсиями о иеод. В этой связи формула (6.8) предстает в виде
I 2 2 —.
& \^ло<п ~^исол• *ак как (очные испытания из-за своей до-
роговизны и сложности выполняются в минимальном объеме, о бли-
зости их результатов к искомому среднему показателю нельзя судить
без анализа результатов множества приближенных испытаний, охва-
тывающих всю изучаемую территорию. Этот вопрос рассматривался
в разд. 2.5, где отмечалось, что малое число точных испытаний при
большой неоднородности грунта может нести меньше информации,
чем большое число приближенных определений. Следует лишь
иметь в виду, что для проектирования сооружений на неоднородных
грунтах усреднение характеристик основания чаще всего произво-
дится нс по всей площади, а по локальным зонам (участкам), на ко-
торые территория сооружения разделяется. Тем не менее в пределах
каждой такой зоны локальные расчетные характеристики основания
устанавливаются по тем же принципам, что и описано выше.
Таким образом, учет результатов точных испытаний при отсут-
ствии ключевых участков производится так же, как и результатов
приближенных испытаний. Существенное повышение определенно-
сти достигается благодаря узкому диапазону колебаний «погрешно-
стей» определения искомого показателя по данным точных испыта-
ний, т.е. величин Аи-Аи, зависящих в основном лишь от неоднород-
ности грунтов.
Во втором случае, когда места расположения точных испытаний
совпадают с местами отдельных приближенных определений (т.е.
при наличии ключевых участков), эффективность изучения инже-
нерно-геологических и геотехнических условий существенно повы-
шается. Возникает возможность корректировки приближенных ре-
зультатов, при этом, как отмечалось в разделе 6.2, диапазон возмож-
ных «погрешностей» в пределах конкретных площадок может при-
ниматься уменьшенным. Методика такой корректировки аналогична
методике определения коэффициента надежности у4, рассмотренной
в разделе 6.2. В институте БашНИИстрой для этого используется
упомянутая выше программа SYNT, предусматривающая обобщение
результатов различных испытаний как с корректировкой, так и без
таковой. Различия возникают лишь в силу того, что под «погрешно-
стями» понимаются не отношения, а разности приближенных и точ-
ных значений. Так, расхождение точных (Л) и приближенных (Л|ф„5)
результатов на ключевых участках оценивается не отношением
А' = Л|фн(/Л, а разностью kd= (zlItpil6- Л). Соответственно в качестве
гипотез И, принимаются возможные средние значения этих разно-
447
изучаемой площадки. Как и при оценке коэффи
стей в пределах изучность» средних значении считает^"'
ента надежности уь<<1|ии" Рав-
енИ й «погрешности»
4тиб_^ = ^1,Ри6
ной средней
(6.9)
«Событиями а», на основании которых по формуле (6.5) переСЧитьь
ваются вероятности гипотез, считаются, как и при определении коэффи.
^надежности результата, получаемые да ключевых участках, Но
в иной форме, т.е. не в ваде отношения к Aljpif6/Aaj а в виде разности
= (Япрнб т у4)-
Распределение вероятностей гипотез р(Н1) и условных вероятно-
стей «событий а» р(а/Нд принимается на основе преобразования
гистограмм соответствующего общего распределения «погрешно-
стей». При этом используются упоминавшиеся выше операции
«сжатия». В качестве общих распределений могут использоваться
распределения типа приведенных в табл. 6.7, 6.8, 6.9, которые для
наглядности можно представлять и в виде гистограмм. При опреде-
лении сопротивлений свай гистограмма вероятностей гипотез может
быть получена путем сжатия общей гистограммы, так же как и при
определении коэффициента надежности у*, т.е. в 1,55 раза, а услов-
ных вероятностей «событий» — в 1,3 раза. Все расчетные процедуры
выполняются так же, как описано в разд. 6.2.
При выполнении на ключевых участках нескольких приближен-
ных испытаний (различными методами) корректировка может про-
водиться применительно к каждому методу. Получаемые таким спо-
собом рткорпе:г1ированные распределения обобщаются описанными
выше методами так же, как и без корректировки.
а рис. 6.8 приведены результаты расчетов допустимых нагрУ'
^°^^СВаддлятого жс Участка, на котором проводились ранее опи-
!^ЭкСПе₽ИМеНГЫ (СМ* Рис*64 и 6-5)
таний П1 Д?!*166 случае, большое число точных ист 1Ы
лило с Bucnvn''6011 П сваи на участке около 150 м“) позво-
среш ее Достоверностью оценивать искомый показатель
составило 257±19 F' котоРое (с учетом его дисперсии
нагрузок на сваи » J Еассма1Ривались варианты выбора допустим^
лись следующие сведевд^ * Качестве исходных данных использов
44Я
Рис. 6.8. Результаты выбора расчетной нагрузки, допускаемой на сваю
F, при различном числе статических испытаний свай (ключевых уча-
стков) N и использовании нескольких приближенных .методов опреде-
ления сопротивлений свай (та же площадка, те же сваи,
что на рис. 6.4):
а — средние значения расчетной допускаемой нагрузки на сваю F по рас-
сматриваемым вариантам сочетаний испытываемых свай (при одной испы-
тываемой свае, при двух, при трех ... и т.д., т.е. при N= 1,2, 3... 11); б -
наибольшие значения сопротивлений свай F по тем же вариантам. Исход-
ные данные в расчетах: 1 — статическое зондирование и статические испы-
тания свай; 2 - статическое зондирование, лабораторные определения
свойств грунта, динамические испытания свай, статические испытания
свай; 3 — выбор расчетной допускаемой нагрузки на сваю при наличии их
статических испытаний согласно СНиП 2.02.03-85* [85] (т.е. только по дан-
ным статических испытаний свай)
29 Заказ 1141
449
_ статическое зондирование (11 точек) и статические исПЫт
свай (одной, двух, трех... Д' сваи), ~ я
- комплекс определений, включающий статическое 30Нди
ние (11 точек), бурение грунта с лабораторной обработкой '
мых монолитов (6 скважин, по 5 монолитов из каждой скважиньй
динамические испытания сваи (11 сваи), статические испытания сВад
(одной, двух, трех ... N свай);
- тот же комплекс, но выбор нагрузок на сваи производился в
соответствии с указанием СНиП 2.02.03-85 , т.е. только по данным
наиболее точного метода - статических испытаний свай.
Как видно из рис. 6.8, расчетные нагрузки, допускаемые на сваю
при одних и тех же исходных данных, но разных способах обобще-
ния различались до 15.. .20%. Согласно расчетам, основанным на ис-
пользовании формулы Бейеса, допускаемые на сваю нагрузки плавно
возрастали с увеличением числа свай, испытанных статической на-
грузкой (кривые 1 и 2). При использовании всех четырех методов
оценки сопротивлений свай (кривая 2) эти нагрузки получались более
высокими, чем при меньшем числе используемых методов (кривая 1),
Главным же результатом следует считать подтверждение надежности
и экономичности решений, основанных на рассмотренном способе
расчета. Действительно, ни при какой комбинации приближенных и
точных определений рекомендуемая (допускаемая) нагрузка на сваю
не превышала фактического среднего значения сопротивлений свай
(257 кН). Не превышала она даже предполагаемого минимального
значения этого среднего (238 кН). В то же время традиционный ме-
тод, принятый в нормах СНиП 2.02.03-85* [85], такой надежностью
не обладает, так как может давать опасные ошибки в случае проведе-
ния на участке лишь одного статического испытания сваи. При
неудачном выборе места такого испытания принятая нагрузка на
сваю может оказаться выше среднего сопротивления свай (кривая 3
на рис. 6.8, б). В этой связи указание в п. 5.2 СНиП 2.02.03-85* [85] °
необходимости проведения не менее двух статических испытании
свай следует понимать как требование надежности основания. При
этом традиционный метод [85] вынуждает принимать в среднем 0
лее низкие нагрузки на сваи, чем рассмотренный способ расчета с
использованием формулы Бейеса.
В целом, несмотря на упомянутые преимущества рассмотри
ного подхода его практическое применение осложняется повь'
шенными требованиями к качеству измерений и компетентно^
ведущего исполнителя. Это обусловлено в основном следуоШ^”'
причинами.
Во-первых, при параллельном применении различных по своей
точности методов испытаний «разброс» получаемых результатов
может быть довольно значительным, в то время как влияние каждого
результата на выбор расчетного показателя проявляется значительно
сильнее, чем при традиционном подходе. В таких условиях исклю-
чительное значение приобретает полнота понимания получаемой
информации, умение отличать правильные результаты от дефект-
ных, особенно когда последние завышают искомый показатель. Ес-
тественно, что это требует от исполнителя большого практического
опыта, знания местных условий и понимания специфики проводи-
мых испытаний.
Во-вторых, размеры зон, в пределах которых устанавливаются
расчетные геотехнические показатели (обобщаются различные по
точности результаты, производится их корректировка и т.д.), опре-
деляются не только геологическими факторами, но и в значительной
мере факторами инженерными. Это общая жесткость возводимого
сооружения, локальные жесткости его элементов, способность со-
оружения выдерживать тс или иные деформации и т.д. Расчетные
геотехнические показатели согласно отечественным нормам соот-
ветствуют уменьшенным средним значениям, не исключающим не-
которой доли частных показателей (на локальных участках), мень-
ших принятого расчетного показателя. Такие локальные снижения
сопротивляемости основания компенсируются жесткостью возводи-
мого сооружения, т.е. возможностью перераспределения нагрузок на
соседние более «прочные» участки. В этой связи любое усреднение
результатов испытаний (с корректировкой или без таковой) может
быть приемлемым для небольшого участка сооружения, в пределах
которого такое перераспределение возможно, но неприемлемым, ес-
ли этот участок достаточно велик и необходимого перераспределе-
ния ожидать не следует.
Следует также учесть, что рассмотренные расчеты возможны
лишь при наличии данных, характеризующих точность метода опре-
деления искомого показателя, т.е. диаграмм рассеяния, таблиц или
гистограмм, отражающих результаты сравнения приближенных оп-
ределений с точными.
29
451
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Лнализ результатов исследовании, полученных отечественны.,
И зарубежными специалистами за последние десятилетия, а
обширный опыт практического применения статического зонд^
вания грунтов показывают, что этот метод имеет очень шИрОкИе
возможности, которые в большинстве случаев реализуются нсд0СТа.
точно. Одной из причин такой ситуации является недостаточная Ос-
ведомленность специалистов об исследованиях этого метода отече-
ственными и зарубежными специалистами. Этому способствовало и
недостаточное число публикаций обобщающего характера по этим
вопросам, особенно на русском языке. Авторы настоящей моногра-
фии попытались по мере возможности восполнить этот пробел
В какой степени такая попытка им удалась, может судить только
читатель, г
В целом, по мнению авторов, рассмотренные сведения позволя-
ют сделать следующие выводы.
1. Статическое зондирование является методом, при котором не-
точность частных оценок механических свойств грунта может ком-
пенсироваться большим числом их определений, обеспечивающим
оценку площадки в целом и выявление особенностей се строения
лучше, чем это достигается при любом другом методе изучения
грунтов. В этой связи одним из важных направлений в дальнейшем
развитии метода зондирования представляется повышение произво-
дительности и технологичности зондировочных установок. Интен-
сивное освоение подземного пространства в крупных городах и ме-
гаполисах все чаще требует- применения и совершенствования тяже-
лых зондировочных установок с усилием вдавливания зонда
150...200 кН, способных выполнять зондирование на глубину
30...40 м и более.
2. Общей тенденцией развития статического зондирования в
субежной практике последних двух-трех десятилетий является
щественное расширение номенклатуры и способов определения
раметров, характеризующих изучаемый грунт. В зонд вводятся
пАплИТеЛЬНЫе измеРительные устройства, позволяющие опреДеЛЯ*
диповани^а^ЛеНИе’ отклонения зонда от вертикали, совмещать зо
тельным спечпм^^Х виДами испытаний (прессиометрией, БРа
личие в груше этодо™ ЧеСКИМИ юмеРениями и дР->’ ^^(неф-
тепродуктов и др.) и т д ф^мВреДНЫХ вещеста и загрязнений ]1|е
в геотехнических исслепп ормирУется самостоятельное направ-
исследованиях-теХН0Л0ГИИ) использую***** »сП
ДО
до
за-
су-
па-
до-
й (неФ'
средствешюс вдавливание (Direct Push Technologies - DPT). Авторы
настоящей монографии рассматривают эту тенденцию как реализа-
цию идеи использования зондировочного оборудования по новому
назначению, что, безусловно, имеет большую практическую цен-
ность, но выходит за рамки проблемы применения статического зон-
дирования. По этой причине в настоящей монографии эти вопросы
рассматриваются лишь в общих чертах.
3. В отечественной практике значительно меньше, чем за рубе-
жом, проявляются тенденции усложнения зондов за счет придания
им новых функций. Так зонды с датчиками порового давления в оте-
чественной практике инженерно-геологических изысканий исполь-
зуются очень мало. Однако по сравнению с зарубежными подходами
уделяется значительно больше внимания теоретическим вопросам
связи результатов зондирования со свойствами грунта, применению
зондирования в специфических грунтах (многолстнсмерзлых, проса-
дочных и проч.), решению технологических вопросов погружения
свай, применению вероятностных моделей при выборе расчетных
геотехнических показателей.
4. Статическое зондирование наиболее эффективно при его ис-
пользовании в комплексе с более точными (и соответственно более
дорогими) методами изучения грунта, особенно при оценке несущей
способности свай. В этих случаях точные результаты должны слу-
жить средством корректировки приближенных данных, получаемых
с помощью зондирования, т.е. обеспечивать привязку этих данных к
условиям конкретной площадки. В настоящей монографии предлага-
ется возможный вариант такой корректировки, который опирается
на использование данных прошлого опыта и вероятностные модели
анализа получаемой информации. При отсутствии точных данных
корректировку следует производить исходя из наименее благоприят-
ных, но принципиально возможных ситуаций.
5. Результаты проведенного теоретического анализа позволяют
отказаться от традиционного взгляда на статическое зондирование
как на «чисто эмпирический метод». Сопротивление грунта под
конусом зонда может рассматриваться как обобщенное отражение
механических процессов в грунте, включающих разрушающие
(пластические) и нсразрушающис (линейные) деформации. Сущест-
вующие эмпирические зависимости между удельным сопротивле-
нием грунта под конусом зонда (дс) и стандартными характеристи-
ками грунта ((р, с, £) в определенной мере могут рассматриваться
как частные случаи более общей зависимости, отражающей процесс
проникания стержневого зонда в упругопластическую среду.
453
С'
,’f)
• г •
I
I
ь *•
i
<
f
в этой связи многообразие эмпирических зависимостей ПОлуч
$ очень простое объяснение. Так, разные соотношения (коррс^
ныс связи) прочностных и деформационных характеристик rnv "*
В отложениях разного генезиса объясняют многообразие
ных зависимостей типа E~f(q<), <Р с По-раЗНом
являющиеся отклонения от закона Кулона в глинистых и песч»,
грунтах (в 'песках выполаживанис линии «т-о» происходит ЫХ
давлениях о, на порядок больших, чем в глинистых грунтах)
няют различия упомянутых зависимостей в глинистых и пссчэ.ЯС'
грунтах.
6. Условия работы грунта под конусом зонда имеют свою спс
цнфику, характеризующуюся высокими скоростями дсфОрМаЦ1^
наличием зон значительных нормальных напряжений, на один-Два
порядка превышающих давления под подошвой мелкозаглубленного
фундамента. При таких условиях работа глинистого грунта практи-
чески соответствует «закрытой системе», т.е. отсутствию дренажа
причем при больших нормальных напряжениях глинистый грунт
начинает работать как идеально связное тело (ср ~ 0). Существенного
уплотнения глин или суглинков под конусом зонда нс происходит,
т.е. уменьшение коэффициента пористости оказывается незначи-
тельным.
7. Теоретические исследования, подтверждаемые многочислен-
ными экспериментами, показывают, что между сопротивлением зон-
дированию qc глинистых грунтов и сопротивлением их срезу при
природном давлении существует тесная корреляция. В то же вре-
мя корреляция между qc и параметрами среза (рис (раздельно), как
правило, оказывается шж слабой. В этой связи зарубежные спе-
циалисты предпочитают определять по данным зондирования лишь
один параметр прочности глинистых грунтов — «сопротивление сре-
зу 5И», четко не увязывая его с нормальными давлениями. Отечест-
венные же нормативные документы ориентированы на определение
по данным зондирования каждого параметра среза (ср и с) раздельно»
причем практика подтверждает приемлемость такого подхода.
Такая противоречивость в определенной мерс объясняется рС0
бенностями модели Кулона. При различных сочетаниях (р и с, co0f.
ветствующих одному и тому же значению тг, сопротивляемость маС
ива глинистого грунта (под подошвой фундамента, в опол >1СВ
сопутствует там меняется отн°ситсльно мало. Завышению Ф ча^
мере компенсмпТеНИе Й И В Расчстах эти факторы в знаЧ,,теЛ ’ 1?1м
руются. По этой причине определяемые по Да1
стати 1ССКОГО зондирования параметры среза ср и с в определенной
степени характеризуют нс только фактически изучаемый грунт но и
некий его эквивалент, который будет себя вести в основании прак-
тически так же, как и изучаемый.
8. Несмотря на существенные различия модулей деформации Е,
получаемых в одних и тех же грунтах, но разными методами испы-
таний (в одометре, стабиломстрс, штампом, прессиометром и т.д.),
корреляция между такими модулями всегда существует. Поэтому
зондирование можно привязывать к любому из этих модулей дефор-
мации, получая различные эмпирические формулы. На практике
следует лишь четко представлять, результаты какого именно испы-
тания следует принимать за эталон, и в соответствии с этим исполь-
зовать получаемую информацию.
9. Использование сопротивлений грунта на муфте трения f в
отечественной и зарубежной практике несколько различается. В рос-
сийских нормативных документах величина fs рассматривается как
важный исходный параметр для расчета сопротивления грунта на
боковой поверхности забивной сваи. Зарубежные же специалисты в
основном предпочитают использовать для этого только сопротивле-
ние под конусом зонда qc, в то же время они достаточно широко ис-
пользуют величину fs при идентификации видов грунта. В последнем
случае в качестве критерия ими рассматривается фрикционное от-
ношение fjqc' 100% и величина qc, для чего разработаны подробные
карты-схемы, позволяющие по этому сочетанию устанавливать ли-
тологические разновидности грунтов. При использовании величины
fs необходимо иметь в виду, что на нее влияет длина муфты трения -
с увеличением длины fs уменьшается.
10. Статическое зондирование может использоваться для изуче-
ния специфических грунтов (многолстнемерзлых, просадочных и
проч.), для чего разработаны специальные методы зондирования,
предполагающие использование либо обычных зондов (без конст-
руктивных дополнений), либо зондов, оснащаемых дополнительны-
ми элементами (температурными датчиками, устройствами для по-
дачи воды и проч.). К числу наиболее простых специальных методов
следует отнести метод зондирования в релаксационно-ползучем ре-
жиме (зондирование «со стабилизацией»), при котором сопротивле-
ния грунта и другие дополнительно измеряемые парамегры фикси-
руются при скоростях перемещений зонда, стремящихся к нулю.
При таких испытаниях могут использоваться как обычные зонды,
так и усложненные, в том числе с датчиками порового давления.
455
454
11 Использование статического зондирования при изучении
пластичномерзлых грунтов представляется одним из наиболее Пср.
спекгивных направлений, так как изучение таких грунтов трад„Ц1ь
онными методами отличается особой сложностью и трудоемкостью.
Проводившиеся исследования показали, что для решения возни-
кающих задач вполне пригодны серийно выпускаемые установки,
зонды которых желательно оснащать температурными датчиками.
Получены эмпирические формулы для определения характеристик
прочностных и деформационных свойств пластичномерзлых грун-
тов, несущей способности свай с учетом особенностей их устройст-
ва и тщ.
12. В связи с тем, что условия работы грунта вокруг зонда и во-
круг забивной сваи во многом сходны, результаты зондирования
оказываются наилучшими исходными данными для расчета несущей
способности таких свай, что обеспечивает наибольшую достовер-
ность соответствующих расчетов. Разработанные в нашей стране
методы расчетов забивных свай основаны на использовании сопро-
тивлений грунта как под конусом (#с), так и на боковой поверхности
зонда (£или Q). Переходные коэффициенты «от зонда к свае» опре-
деляются в зависимости от самих величин qc к f (или Qs) с учетом
лигологической принадлежности грунта (глинистый грунт или пе-
сок). Для монолитных (буровых, набивных и т.д.) свай, где это сход-
ство значительно слабее, обычно используются только сопротивле-
ния грунта под конусом зонда дс. Переходные коэффициенты «от
зонда к свае» в этих случаях определяются в зависимости от литоло-
гической принадлежности грунта (глина, песок и т.д.), величины qc и
технологии устройства таких свай.
13. Статическое зондирование может эффективно использовать-
ся при решении многих технологических вопросов «нулевого цик-
ла». Это относится к оценке возможности погружения свай до за-
данной отметки имеющейся техникой, прогнозированию недобивки
сваи при наличии крупных валунов, контролю глубинного уплотне-
ния грунтов, оценке опасности разжижения песков и т.д.
14. Накопленная отечественными специалистами эмпирическая
база для оценки характеристик механических свойств грунтов по
данным статического зондирования не всегда может быть использо-
вана при решении современных геотехнических задач. Увеличение
глубины инженерно-геологических изысканий делает необходимым
получение и уточнение указанных зависимостей для глубоко зале-
л^етшйГи^ð (НИЖе 20м)> в том числе нечетвертичных от-
ложении. Интенсивное строительство высоких и высотных зданий и
комплексов в крупных городах и мегаполисах обусловливает акту-
альность вопросов разработки методов использования результатов
зондирования для оценки механических характеристик грунтов в
условиях больших давлений на основание - более 0,4...0,6 МПа. По-
лученные ранее эмпирические зависимости соответствуют в основ-
ном диапазону таких давлений до 0,3 МПа.
15. Благодаря простоте и быстроте проведения испытаний и об-
работки данных зондирования, а также наличию широкого спектра
современных компьютерных программ, возникает возможность
представления получаемой информации не только в виде большого
числа «точечных» оценок, но и цифровых геотехнических 2D (разре-
зов, полей, картограмм) и 3D моделей, отображающих изменчивость
и распределение в пределах исследуемого массива грунта необходи-
мых для проектирования параметров - сопротивлений оснований
свай и мелкозаглубленных фундаментов, характеристик грунта и
проч. Зондирование позволяет создавать указанные модели с под-
робностью, фактически недоступной для других методов механиче-
ских испытаний грунтов.
16. Статическое зондирование представляется одним из наибо-
лее перспективных методов изучения механических свойств поверх-
ности космических тел, так как оно позволяет все измерения прово-
дить на месте и передавать информацию по каналам космической
связи, что несопоставимо проще и дешевле отбора образцов и дос-
тавки их на Землю.
457
•i
Ш-И ложкпц,,,
Терминолог нчсский словарь по статическому
зондированию
Зоил (penetrometer, probe) - устройство, пофужасмое п Гр
при зондировании и состоящее из штанги (штанг) и наконечники,
- гидравлический или ииепматический (hydraulic or
matlc _ зонд, а котором в наконечник вмонтировано г11др;И1)|11.1е,
скос или пневматическое устройство,
~ механический (mechanical ~) - зонд, а котором iieiiojiwyCieil
система внутренних штанг для передачи усилия на конический щ.
конечник,
производятся с помощью тензодатчиков,
- электрический (electric ~) - зонд, в котором измерения
производятся с помощью электрических (тензодатчиков и пр.)
датчиков,
~ 1 типа (type 1~) - зонд с наконечником из конуса и кожуха,
- II типа (type II ~) - зонд с наконечником из конуса и муфт
трения.
Измерительное устройство (measuring system) - устройство,
преобразующее сопротивление грунта в механический или электри-
ческий сигнал, состоящее из датчиков сопротивления грунта вдавли-
ванию зонда (для специальных зондов и других датчиков), канала
связи и регистрирующих приборов.
Износ зонда (penetrometer wear) — уменьшение наружных раз-
меров зонда в результате его истирания при испытаниях.
Индекс трения (friction index) — отношение удельного сопро-
тивления грунта под конусом зонда к удельному сопротивлению
грунта на муфте трения.
Канал связи (data channel) — устройство, служащее для переда-
чи сигнала от зонда к регистрирующим приборам.
ожух (mantle) — часть наконечника зонда типа I, расположен
ная между конусом и штангой.
Конус (cone) — нижняя часть наконечника, воспринимают34
противление грунта.
II тРения (friction sleeve) — часть наконечника зонд3 Т1
“ и воспринимавшая со-
ру на соковой поверхности.
ная между конусом и штангой.
458
Продолжение приложения 1
Ппкопсчишс (cone penetrometer, penetrometer tip) - нижняя часть
зонда,
- специальный (special - наконечник, и котором использу-
ются дополнительные датчики или устройства, позволяющие изме-
рять или определять, наряду с сопротивлениями грунта зондирова-
нию, другие характеристики грунта или параметры.
Общее сопротивление грунта на боковой поверхности зонда
(total side friction resistance) - сопротивление грунта на боковой по-
верхности штанги зонда тина I.
Опорно-анкерное устройство (support-anchor equipment or de-
vice) - конструкция, на которой размешено устройство для вдавли-
вания п извлечения зонда.
Пьезоконус (piezocone penetrometer) - наконечник зонда с дат-
чиком порового давления.
Регистрирующий прибор (recording apparatus) - прибор, ис-
пользуемый для фиксации (записи) данных, полученных с помощью
зонда (показатели сопротивления грунта и др.).
Режим испытании зонда (penetrometer test mode) - режим по-
гружения (нагружения) зонда при его испытаниях,
~ стандартный (standard -) - погружение зонда в грунт осуще-
ствляется с постоянной стандартной скоростью.
~ днссинационнын (dissipation -) - в процессе остановки зонда,
с помощью дополнительно установленного в его наконечник датчи-
ка, измеряется рассеивание норового давления в прилегающем к
зонду грунте,
~ квазистатический (quasi-static -) - испытание зонда осущест-
вляется при постоянной, хорошо контролируемой, малой (ниже стан-
дартной) скорости; как правило, на одной глубине используется
серия испытаний со ступснчато-возрастающими скоростями,
~ релаксационно-ползучий (зондирование «со стабилизаци-
ей») (relaxation-creep —) - в процессе остановки зонда нагрузка на
зонд и скорость его погружения, в результате релаксации и ползуче-
сти окружающего зонд грунта, плавно снижаются с уменьшающейся
интенсивностью (устройство для вдавливания зонда может иметь
специальный демпфер),
~ статический (static -) - после остановки зонд испытывается
ступенчато возрастающей статической нагрузкой, при этом на каж-
дой ступени нагрузка постоянна.
459
•7‘-‘ : •• ’ ’**>?
Статическое зондирование (cone penetration test, sta,.
sounding) - процесс погружения зонда в грунт статической вд^
в^щей нагрузкой С измерением показателей сопротивления грун^И
Удельное сопротивление грунта на муфте трения (unit skev
friction resistance, local unit side friction resistance) — сопротивление
грунта на боковой поверхности муфты трения зонда типа II, 0ТНе.
сенное к площади боковой поверхности муфты трения.
Удельное сопротивление грунта под конусом зонда (cone re-
sistance) - сопротивление грунта конусу зонда, отнесенное к площа-
ди основания конуса зонда.
Установка статического зондирования (зондировочная
установка) (СРТ rig, equipment or system) - установка,
включающая зонд, устройство для вдавливания и извлечения
зонда, опорно-анкерное устройство, измерительное устройство;
может включать передвижное или плавающее средство либо ис-
пользоваться без него.
Устройство для вдавливания и извлечения зонда (pushing and
extraction equipment or device) - силовое устройство механического,
гидравлического или пневматического действия для вдавливания и
извлечения зонда.
Уширитель (friction reducer)— местное уширение на поверхно-
сти штанги, располагаемое на некотором расстоянии выше нако-
нечника и служащее для уменьшения трения между грунтом и
штангой.
Фрикционное отношение (friction ratio) — отношение удельного
сопротивления грунта на муфте трения к удельному сопротивлению
грунта под конусом зонда.
Штанга (push rod) - часть зонда, служащая для передачи усилия
от устройства для вдавливания и извлечения.
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
Англоязычные сокращения, используемые в зарубежных
публикациях по статическому зондированию
ASCE - American Society of Civil Engineers
ASTM - American Society for Testing and Materials
CCE - Cylindrical Cavity Expansion
CCPT - Conductivity CPT
CCPTU - Conductivity CPTU
CEN — Comite Europeen de Normalisation
CHT - Crosshole Test
CID - Consolidated Isotropic Drained
СШ - Consolidated Isotropic Undrained
CP - Cone Pressuremeter
CPT — Cone Penetration Test
CPTU - Cone Penetration Test with Pore Pressure Measure-
ment (Piezocone Test)
DMT - Flat Dilatometer Test
DP - Dynamic Probing Test
DPT - Direct Push Technologies
DSS - Direct Simple Shear
FC - Fines Content
FFD - Fuel Fluorescence Detector
EN - Euronorm (European standard)
ENV - European pre-standart
ERT - Electrical Resistivity Test
ESOPT - European Symposium on Penetration Testing
FDP - Full Displacement Pressuremeter
FDT - Flexible Dilatometer Test
FVT - Field Vane Test
HIM- - High-frequency Impedance Measuring probe
probe
ICSMFE - International Conference of Soil Mechanics and
Foundation Engineering
IRTP - International Reference Test Procedure
ISOPT - International Symposium on Penetration Testing
ISSMFE — International Society of Soil Mechanics and Founda-
tion Engineering
ISSMGE - International Society for Soil Mechanics and Geo-
technical Engineering
461
Окончание ?
LCPC LIF MPM NAPL NC ND NDT NM ОС OCR OED PBP PLT PMT RCPT RCPTU SBP SCAPS - Laboratoire Central des Ponts et Chaussees • - Laser Induced Fluorescence _ Menard Pressuremeter - Non Aqueous Phase Liquid - Normally Consolidated - Nuclear Density (probe) - Nuclear Density Test - Neutron Moisture (probe) - Overconsolidated - Overconsolidation Ratio - Odometer Test - Pre-Bored Pressuremeter - Plate Loading Test - Pressuremeter Test - Resistivity CPT ' - Piezocone with Resistivity Module - Self Boring Pressuremeter - Site Characterization and Analysis Penetrometer Sys- tem
SCE SCPT SCPTU SPT TC TCPT - Spherical Cavity Expansion - Seismic CPT - Seismic CPTU - Standart Penetration Test - Triaxial Compression ~ Cone Penetration Test with Temperature measure-
UCT uu uv Vidco- CPT WST ment - Unconfined Compression Test ~ Unconsolidated Undrained - Ultra Violet - Cone Penetration Test with miniature video camera - Weight Sounding Test
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
Основные буквенные обозначения
Английский (русский)
коэффициент уплотнения (сжимаемости);
площадной коэффициент зонда = Ап/Лс;
максимальное горизонтальное ускорение на поверхно-
сти грунта;
коэффициент относительной сжимаемости - а/(1+ео)\
площадь поперечного сечения сваи (валуна);
площадь поперечного сечения лидерной скважины;
площадь основания конуса зонда;
площадь боковой поверхности сваи;
площадь /-го участка боковой поверхности сваи;
площадь боковой поверхности зонда, приходящаяся на
/-Й инженерно-геологический элемент;
площадь поперечного сечения внутренней части зонда,
на которой закреплены динамометрические (силовые)
датчики конуса;
площадь поперечного сечения нижнего конца сваи;
площадь поверхности смерзания /-го слоя мерзлого
грунта с боковой поверхностью сваи;
площадь боковой поверхности муфты трения (зонд II
типа), штанги (зонд I типа);
ширина фундамента;
«валунность» = отношение общего объема валунов к
общему объему грунтового массива;
параметр порового давления = (1*2- иоУ(.Чс - olv);
удельное сцепление;
коэффициент консолидации грунта горизонтальный;
коэффициент консолидации грунта вертикальный;
коэффициент постели;
предельно длительное значение эквивалентного сцепле-
ния мерзлого грунта (метод испытания шариковым
штампом);
глубина заложения фундамента;
диаметр шарикового штампа;
диаметр основания конуса зонда;
«эквивалентный» диаметр сваи;
диаметр сваи;
диаметр муфты трения;
диаметр (сторона) поперечного сечения сван;
Продолжение приложения J
— размер валуна;
— размер «непреодолимого» валуна,
— такой размер частиц грунта, при котором 50% (по весу)
образца состоит из частиц, имеющих размер меньше
номинального диаметра (средний диаметр частиц);
- коэффициент пористости грунта;
- коэффициент пористости грунта, соответствующий
влажности на границе текучести;
- максимальное значение коэффициента пористости грунта;
- минимальное значение коэффициента пористости грунта;
- начальный коэффициент пористости грунта;
- модуль деформации при дренированном нагружении
грунта (штамповый);
— модуль упругости бетона сваи;
- модуль деформации нагружения мерзлого грунта ком-
прессионный;
— модуль упругости прокладки наголовника сваи;
— модуль деформации грунта при недренированном на-
гружении;
— эффективность расхода энергии при забивке грунтоноса;
— модуль деформации нагружения грунта одометрический
(компрессионный);
— модуль деформации нагружения, определяемый с по-
мощью испытаний штампа;
~ удельное усредненное сопротивление грунта на боковой
поверхности сваи;
удельные сопротивления грунта на боковой поверхности
сваи (в i-м слое);
удельное предельно длительное сопротивление мерзлого
грунта сдвигу по поверхности смерзания сваи;
удельное предельно длительное сопротивление мерзлого
грунта сдвигу по поверхности смерзания забивной сваи,
_ "°’^уз,саемой 663 ЛВДеРной скважины, Аь = О’
Предельно Длительное сопротивление мерзлого
СДВИГУ по поверхности смерзания бурозабивной
- УДельносу^11011 В лидеРнУю скважину при Аь =Ар>
_ сгке боково“ "XX;На ''М УЧа'
НЭ УВДСГКе бОКОВ°Й "°’
464
Продолжение приложения 3
boO CO CO
— удельное сопротивление грунта на боковой поверхности
муфты трения в i-м слое грунта;
- удельное сопротивление грунта на боковой поверхности
муфты трения в начальный момент додавливания зонда
после его испытания в релаксационно-ползучем режиме
и вмерзания зонда в грунт;
— удельное сопротивление грунта на боковой поверхности
муфты трения при испытании зонда в релаксационно-
ползучем режиме;
— удельное сопротивление грунта на боковой поверхности
муфты трения при задавливании зонда с постоянной
скоростью;
— сопротивление грунта на муфте трения зонда после за-
мачивания грунта;
— удельное сопротивление грунта на боковой поверхности
муфты трения, откорректированное применительно к
конкретному пьезоконусу;
— несущая способность сваи;
— несущая способность сваи в точке зондирования;
- нормализованное фрикционное отношение =ft/(qt - <7„>);
— частное значение предельного сопротивления основания
сваи вертикальной нагрузке;
— частное значение предельно длительного сопротивления
мерзлых грунтов основания сваи вертикальной нагрузке;
- частное значение предельного сопротивления сваи в г-й
точке площадки;
- нормативное значение предельного сопротивления ос-
нования сваи;
- предельное сопротивление основания сваи, полученное
путем ее статических испытаний после замачивания
грунта;
— предельное сопротивление основания сваи, определен-
ное по результатам статического зондирования;
— предельное сопротивление основания сваи, определен-
ное по результатам статических испытаний;
- ускорение силы тяжести;
- вес ударной части молота;
- модуль сдвига;
- модуль сдвига при малых деформациях
(начальный модуль сдвига);
30 Закхз 1141
465
Продолжение приложу
"i*3
. s - глубина от поверхности земли;
» — толщина i-го слоя грунта,
£ - высота падения ударной части молота;
11 —* энтропия.
Но. Н, - энтропия до и после испытания соответственно;
г — количество информации — Но — Н\,
lD - степень плотности (индекс плотности) песков
~ (Стах ~ б) / (втах Cmin)»
у - индекс трения = (дс /fd*
lL - показатель текучести;
I - число пластичности;
/г - индекс жесткости = G / su\
I - коэффициент влияния осадки;
к Лф - коэффициент фильтрации;
кс - коэффициент несущей способности нижнего конца сваи;
kh - коэффициент фильтрации в горизонтальном направлении;
kv - коэффициент фильтрации в вертикальном направлении;
къ - угловой коэффициент тарировочной кривой;
Лвб kQR ~ коэффициент, учитывающий различие в состоянии веч-
номерзлых грунтов основания соответственно сваи и
столбчатого фундамента в момент выполнения статиче-
ского зондирования и в период эксплуатации проекти-
руемого объекта;
Ко - коэффициент бокового давления грунта в покое = Щ2-;
- параметр, характеризующий снижение прочности грунта
срезу при природном давлении, соответственно при ес-
тественной влажности и при замачивании до полного
водонасыщения;
— параметр долговечности, характеризующий сопротив-
ляемость материала сваи многократному приложению
динамических нагрузок;
- параметр динамического упрочнения = Ra /R™
коэффициент снижения сопротивления грунта под кону'
Kf - С°М,3?НДапРизамачивании = дс/^зам;
коэффициент снижения сопротивления грунта на муФте
трения при замачивании = 4//: •
зонда-е°ДОЛИМЫХ>> Я1151 сваи»к аналогичному объему ДпЯ
Продолжение приложения 3
l,L т т/ то то М - глубина заложения нижнего конца сваи (длина сваи); - градиент начального участка кривой «Л ut! Ди, ~ - коэффициент сжимаемости мерзлого грунта; - коэффициент сжимаемости; - коэффициент стабилизации температуры зонда = ДО^/М; — модуль деформации нагружения грунта одометрический (компрессионный);
М — градиент порового давления, соответствующий теорети- ческой кривой рассеивания порового давления примени- тельно к конкретной конструкции пьезоконуса (пьезо- зонда);
М п п п. — магнитуда землетрясения; - показатель ползучести; - число точек зондирования; — ожидаемое число ударов молота при погружении сваи на один метр;
N N N — общее число ударов, необходимое для погружения сваи; — расчетная нагрузка, передаваемая на сваю; - число ударов, необходимое для погружения грунтоноса на 30 см;
N N' Nb Пс - фактор конуса; - угол сопротивления = arctg (т /о); - нагрузка на шариковый штамп; — теоретический фактор конуса;
Nk — эмпирическим фактор конуса = — —; Su
Nke - ъ Qt — - эмпирическим фактор конуса = — -;
N/a _ эмпирический фактор конуса = ——;
N, — допустимое число ударов по условию обеспечения тре-
N 1’проч буемой производительности сваебойных работ; — допустимое число ударов по условию сохранности сваи от разрушения;
OCR, КПУ в — коэффициент переуплотнения грунта = ——;
P - вероятность;
30*
467
n — атмосферное давление,
р° - предельное (максимальное) сопротивление грунта под
Ршм. Ьах нижним концом сваи;
РшлзМ - предельное (максимальное) сопротивление грунта на
боковой поверхности сваи;
ря — отрицательная сила трения;
р* - радиальное давление на стенки расширяющейся сква-
жины;
— начальное критическое давление под стандартным
штампом;
q — вес ударной части молота;
q - вероятность;
qc - удельное сопротивление грунта под наконечником (ко-
нусом) зонда = Qc !А с;
_ усредненное сопротивление грунта под конусом зонда;
(д^сг — критическое сопротивление грунта под конусом зонда,
соответствующее разжижающимся пескам;
Qca — усредненное (откорректированное по определенным
правилам) значение удельного сопротивления грунта
под конусом зонда в зоне нижнего конца сваи;
Qa - удельное сопротивление грунта под наконечником (ко-
нусом) зонда в начальный момент его задавливания по-
сле испытания в релаксационно-ползучем режиме и
вмерзания зонда в грунт;
4<&ь — удельное сопротивление грунта под наконечником (ко-
нусом) зонда при его испытании в релаксационно-
ползучем режиме;
Чаз — удельное сопротивление грунта под наконечником (ко-
нусом) зонда при испытании зонда в релаксационно-
ползучем режиме, при времени «стабилизации» зонда
^=5мин;
Чс* 4v — удельное сопротивление грунта под наконечником (ко-
нусом) зонда при его задавливании с постоянной скоро*
стью;
Чс;Т;теал з
Чс;11,тпеал >
Чс;1П;теап
удельное сопротивление грунта под наконечником (ко-
нусом) зонда при его задавливании с постоянной скоро-
стью 0,5 м/мин;
сокГчл^п НЫе Удельные сопротивления грунта под кон)
нижнему v 30Нах* непосредственно примыкают»* к
нижнему концу сваи* г
Продолжение приложения
qc\ - нормализованное сопротивление грунта под конусом
зонда;
{qc\)cr - критическое нормализованное сопротивление грунта
под конусом зонда, соответствующее разжижающимся
пескам;
Целы - удельное сопротивление грунта под конусом зонда по-
сле замачивания грунта;
qp - удельное сопротивление грунта под нижним концом
сваи;
qt - откорректированное удельное сопротивление грунта под
конусом зонда = qc + (1 - а) и2;
qfi - нормализованное сопротивление грунта под конусом
зонда;
quit - несущая способность основания;
Q — вес сваи;
Qc — сопротивление грунта наконечнику (конусу) зонда при
его задавливании;
Qf — сопротивление грунта на боковой поверхности сваи;
Q, — общее сопротивление грунта нз боковой поверхности
зонда, приходящееся на z-й инженерно-геологический
элемент;
Qp — сопротивление грунта под нижним концом сваи;
Qt — общее сопротивление грунта на боковой поверхности
зонда (для зонда типа II);
Qt - нормализованное сопротивление гру нта под кону сом
Quit ~ предельная несущая способность сваи;
г - коэффициент корреляции;
г - радиус расширяющейся шаровой или цилиндрической
полости;
г — шероховатость поверхности муфты трения;
го - радиус зонда;
R - расчетное сопротивление грунта под нижним концом
сваи;
Л. ~ расчетное сопротивление грунта основания мелкоза-
глубленных фундаментов;
Rc - предельно длительное значение пределл прочности
мерзлого гру нта на одноосное сжатие.
469
jjpuuujij/cetme npuji03h
- W стабилизации сопротивления грунта под
=(6* io°%;
фрикционное отношен сопроти„е мерзлого
удельное пре^е концом сваи;
^ТноПе°со^ение хрунта под нижним концом
удель
сваи;
удельное предельно длительное сопротивление мсп
грунта под подошвой столбчатого фундамента- рзлог°
динамическая прочность материала сваи;
статическая прочность материала сваи;
осадка фундамента;
ожидаемый отказ сваи, погруженной на /-ю глубину-
глубина погружения шарикового штампа в грунт в кон-
це испытания;
допускаемая средняя осадка для проектируемого соору-
жения;
сопротивление грунта срезу (прочность грунта на срез);
сопротивление срезу при нарушенной структуре грунта;
показатель чувствительности -su/su';
время;
время, прошедшее после начала испытания зонда в ре-
лаксационно-ползучем режиме;
коэффициент Стьюдента;
время, за которое рассеивается 50% избыточного поро-
вого давления (Ди,/Ан, = 0,5);
произвольно малое значение времени;
модифицированный фактор времени;
поровое давление воды;
периметр поперечного сечения сваи;
поровое давление в момент времени t = 0;
природное гидростатическое поровое давление (равно-
весное поровое давление, действовавшее до погружения
конуса);
поппп°е давление в момент времени = /;
п Р вое Давление, измеряемое на конусе;
(ме^да8ЛеНИе’ измеРяемое после конуса
по2е °НУС°М и мУФтой зрения);
Давление, измеряемое выше муфты трения;
Продолжение приложения 3
U
v
V
Vs
и*
WL
WP
W/Ot
П
a
a
a
a
a'
a1
a;
O-LCPC
V-rn
₽
P
P
3
pl
Pl
p2
Y
Yc
Ye/
нормализованный избыток порового давления =
= 2f<2kxlOO%;
"/-"о
скорость погружения зонда;
объем;
скорость сейсмической поперечной волны;
влажность природная;
влажность на границе текучести;
влажность на границе раскатывания;
суммарная влажность мерзлого грунта;
критерий просадочности;
расчетная энергия молота.
Греческий
- доверительная вероятность;
- коэффициент перехода от su к fp\
— коэффициент перехода от qc к qp\
- угол при вершине конуса зонда;
- половина угла при вершине конуса зонда;
- отношение удельного сопротивления грунта на боковой
поверхности железобетонной сваи к удельному сопро-
тивлению его на муфте трения зонда;
- коэффициент перехода от (ср- uvo) к Л/;
- фрикционный коэффициент, зависящий от вида свай и
грунтов;
— коэффициент перехода от qc к Л/;
- параметр в уравнении упругопластической модели рас-
ширяющейся скважины в грунте;
- коэффициент, учитывающий отсутствие поперечного
расширения грунта в компрессионном приборе;
- коэффициент перехода отрг к qc\
- коэффициент перехода от/, к fp\
- коэффициент перехода от fsi к f для зонда типа II;
- коэффициент перехода от qc к Rx\
- коэффициент перехода от fs к f для зонда I типа;
- удельный вес грунта;
- коэффициент условия работы;
— коэффициент условия работы грунта на боковой по-
верхности сваи;
471
YcA
h
Ъ
Ъ
Y*
Y/
6
Д
Лр
Д ui
&ut
Lz
дес
е
ес
е«-
еа
е,
fyp
х
v
£
п
р
р
ст
ст
(Ус
°Ag>
®ho
G*ho
- коэффициент условия работы грунта под нижним коц.
цом сваи;
- коэффициент надежности по грунту;
- коэффициент надежности;
- удельный вес твердых частиц грунта;
- удельный вес воды;
— расчетное значение удельного веса грунта;
- угол трения грунта о поверхность конуса зонда;
- изменение (поправка);
- дополнительное давление на основание = полное давле-
ние под подошвой фундамента минус природное давле-
ние на глубине заложения подошвы;
- избыточное поровое давление = io- и о;
- избыточное поровое давление = W/- щ;
- толщина рассматриваемого слоя основания;
- изменение температуры зонда = (6^- 0С5);
- относительная линейная деформация;
- относительная просадочность грунта;
- температура зонда;
- температура зонда при его погружении;
- температура неподвижного зонда;
- природная температура грунта;
— прогнозная температура грунта, соответствующая пе-
риоду эксплуатации проектируемого объекта;
- коэффициент перехода от qc к о'р;
- коэффициент поперечной деформации (Пуассона);
— коэффициент бокового давления грунта;
- число я;
— плотность грунта;
~ радиус области предельного равновесия;
— среднеквадратическое отклонение;
— нормальное полное напряжение;
нормальное эффективное напряжение;
эффективное напряжение, равное атмосферному;
- давление связности грунта = с / tg<p;
природное горизонтальное полное напряжение в грунте;
грунт^Н°е Г°РИзонтальное эффективное напряжение в
472
Окончание приложения 3
с'mean ~ природное октаэдрическое эффективное напряжение в
грунте;
ст'р - максимальное природное вертикальное эффективное
давление в грунте в процессе его формирования (давле-
ние переуплотнения)
ог - радиальное давление грунта на боковую поверхность
сваи;
сг - радиальное нормальное давление;
Сго - радиальное давление грунта на боковую поверхность
зонда;
- природное полное вертикальное давление в грунте;
Оуо>
~ природное эффективное вертикальное давление в грун-
о%0 те;
<у0 - тангенциальное нормальное давление;
т - касательное напряжение;
т - сопротивление грунта срезу;
та - амплитуда циклических напряжений сдвига;
тя - сопротивление грунта срезу при природном давлении;
т е - сопротивление грунта срезу при природном давлении и
естественной влажности;
т^.зам “ сопротивление грунта срезу при природном давлении и
замачивании до полного водонасыщсния;
т„ - коэффициент, зависящий от магнитуды;
и - коэффициент вариации;
ср - угол внутреннего трения грунта;
- параметр в уравнении упругопластической модели
расширяющейся скважины в грунте.
Примечание. При написании монографии авторы пытались со-
хранить буквенные обозначения в том виде, как они приведены в
рассматриваемых литературных источниках. В связи с этим приве-
денные выше обозначения нередко имеют несколько соответствую-
щих им терминов и наоборот — ряд терминов имеет по несколько бу-
квенных обозначений.
473
ПРИЛОЖЕНИЕ 4
Применимость и полезность полевых методов испытаний грунтов
(по Т. Лунну, П.К. Робертсону и Д.Д.М. Пауэллу (151])
Метод испытания Параметры грунта Вид грунта
Вид грунта Разрез Я 'э- * •? о S • 0 е OCR ы о Твердый скаль- ный грунт Рыхлый скальный грунт Гравий, галечник Песок Супесь, СУГЛИНОК Глина ТогмЬ
I 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 1 20 । 2
Динамическое зондирование (Dynamic Probing Test) С В - С с С - - - с - с О * С В А В 1 В 1 1
Статическое зондирование механиче- :ким наконечником (СРТ) В А/В - С с В с в • с с с * * С С А А А 1 1
Статическое зондирование электричс- :ким наконечником (СРТ) в А - С в А/В с * * в в/с в * ' * С С А А А
Статическое зондирование электриче- ким наконечником с дополнительно становленным пьезодатчиком (CPTU) А А А в в А/В в А/В в в в/с в с • С А А А
Статическое зондирование электриче- ким наконечником с дополнительно становленным сейсмодатчиком SCPT/SCPTU) А А А в А/В А/В в А/В в А в в в * С * А А А
Испытания плоским дилатометром 4Flat Dilatometer Test) В А С в В С в - - В в в с с С ' А А 1 А ' А
Стандартные пенетрационные испыта- ния (Standart Penetration Test) 1А В - с с В - - - С - с - о С В 1 А 1 А 1 А / А
Окончание приложения 4
1 1 2 3 j_L 5 б 7 8 9 10 и 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21
Испытания зондом для измерения элек- тросопротивления грунта (Resistivity probe) В в • В с А С - - • - • - - С * А А А г\
Испытания прессиомстром, опускаю- щимся в предварительно пробуренную скважину (Pre-Bored Prcssurcmctcr) В в С в С В с - в с с с А А В В В А В
Испытания самозабуриваюшимся прсс- сиомстром (Self Boring Prcssurcmctcr) В в А1 В в В В А1 в А2 А/В в А/В2 - в В В А В
Испытания прессиомстром, залавливаемым в грунт (Full Displacement Prcssurcmctcr) В в * с в С С С - А2 С с С - С « В В А А
Испытания крыльчаткой (Field Vane Test) В с - А • - - - * в/с В - - - • А В
Иены гания плоским штампом (Plate 1 fading Test) С - • с В в в с с А с в В в А в в А А А
Испытания винтовым штампом (Screw Plate Test) С с с В в в с с А с в * • • А г\ А А
Испытания в скважине на проницае- мость (Borehole Permeability) С - А ав • о в А * • • А г\ А А А А В
Испытания на 1идроразрыв (Hydraulic 1 racturc) • 1 В • • •• с С 1 • в • в В • С А С
Сейсмические мсжскиажинныс / сква- жинные/ наземные исследования (Crossholc/ Downhole/ Surface Seismic) с с • о • * - А 1 • в • А А А А А А
Применимость: «Л» - ш,кокая; «Но - умеренная; «С» - шикая, «•»- нс применяется
ПРИЛОЖЕНИЕ 5
Дополнительные датчики и устройства, используемые при зондировании
Таблица П.5.1
Геотехническое применение
| Датчики 1 (устройства) Измерение Применение I
1 1 2 A- 3 1
1 / Акселерометр/ Сейсмограф (Accelerometer/ Geophone) Скорости продольных и попе- речных упругих волн • Модуль деформации грунта при малых де- 1 формациях । • Модуль сдвига грунта при малых 1 деформациях • » 1
Акустический датчик (Acoustic) Акустической эмиссии • ’ * . . .* 1 .. 1 . •. • - • ‘ • г . • Вид грунта 1 • Сжимаемость грунта • Структура грунта
Бдкового давления датчик (Lateral Stress) Нормального давления на боко- вую поверхность зонда • Оценка природного напряженного состоя- 1 ния грунта
Вибромодуль (Vibratory Module) Сопротивления грунта зондиро- ванию при задавливании зонда с вибрацией • Возможность разжижения песков
Видеоустройство (Video) Видеоизображение грунта в про- цессе зондирования • Размер частиц грунта 1 • Стратиграфия грунта /
1 Гамма-каротаж \ (Gamma Radiation) Интенсивности естественного гамма-излучения • Естественная радиоактивность грунта 1 1 • Глинистость дисперсных пород /
Продолжение табл. П. 5.1
1 2 3
Г амма-гамма-каротаж (Gamma-Gamma Radiation) Интенсивности вторичного гам- ма-излучения • Плотность грунта
Инклинометр (Inclinometer) Вертикальности зонда • Предотвращение повреждения зонда • Корректировка глубины погружения зонда
Крыльчатка (Vane) Вращательного момента • Сопротивление грунта срезу • Чувствительность (структурная прочность) грунта
Нейтрон-нейтрон-каротаж (Neutron-Neutron Radiation) Потери энергии нейтронов в процессе их рассеяния в грунте • Влажность грунта
Порового давления датчик (Pore water pressure) Давления поровой воды • Поровое давление воды • Вид грунта • Коэффициент консолидации грунта • Коэффициент фильтрации грунта и др.
Прсссиометрический модуль (Pressuremeter Module) Радиальных деформаций • Модуль деформации грунта • Модуль сдвига грунта • Горизонтальные напряжения в грунте • Сопротивление грунта сдвигу • Прочностные характеристики грунта
Рефлектометр (Time Domain Reflcctometry) Диэлектрической константы пульсирующей ЭЛеКТрОМаГНИТ- ИОЙ волны • Корреляция с влажностью грунта
Окончание табл. П. 5.1
1 1 2 3
1 Температурный датчик / (Temperature) Температуры зонда при его дви- жении и остановке \ ’ • ( $ • Природная температура грунта • Оценка вида грунта • Определение состояния грунта (талое, мерз- лое)
1 Температурный датчик и нагре- 1 ватсльный элемент 1 (Temperature and Heat) Температуры зонда при его на- греве • Нагрев и измерение сопротивле- ния оттаявшего грунта зондиро- ванию • Теплофизические свойства грунта • Оценка механических свойств мерзлых грунтов при их оттаивании
I | Электросопротивления датчик 1 (Electrical Resistivity) г * ' • - . > • . Силы тока в грунте между изо- лированными электродами • Электропроводность грунта • Вид грунта • Коррозионная активность грунта • Пористость песков • Определение уровня подземных вод
Таблица П.5.2
Геоэкологическое применение
Датчики (устройства) Измерение Применение 1
1 2 3
Водородного показателя датчик (pH) Концентрации ионов водорода • Проливы кислоты • Исходный пункт проливов
Гамма-каротаж (Gamma Radiation) 1 Интенсивности естественного 1 гамма-излучения • Зоны радиоактивных загрязнений
Диэлектрической проницаемо- сти датчик (ШМ-ргоЬе) 1 Диэлектрической проницаемости ' грунта в переменном электриче- ском поле • Загрязнения в виде органических жидкостей
Комплексной оптоэлектроники устройство | (Integrated Optoelectronics) | Химической концентрации с по- мощью волновой интерференции • Выявление аммиака • Определение водородного показателя
Лазерно-индуцированной флуо- ресценции датчик (LIE) Флуоресценции углеводородных загрязнений • Загрязнения нефтепродуктов (топлива, бен- зина, нефти, смазочных материалов), способ- ных флуоресцировать
Окислительно- 1 восстановительного потенциала датчик (Redox Potential) 1 Окислительно- восстановительный потенциала • Мониторинг обстановки в период биовос- становления опасных отходов
Окончание табл. П. 5.2
1 2 3
Рамановский спектрограф для комбинационной спектроскопии (Raman Spectroscopy) Концентрации ионов аргона, вы- званных лазерной флуоресцен- цией • Загрязнения в виде органических жидкостей • Выявление хлорированных углеводородов
Температурный датчик (Temperature) Температуры зонда • Эндотермическая / экзотермическая актив- ность в результате химических реакций • Выявление зон воздействия термальных вод • Выявление зон нарушения режима подзем- ных вод за счет утечек из водонесущих ком- муникаций
Электросопротивления датчик (Electrical Resistivity) Силы тока в грунте между изо- лированными электродами • Проникание соленой воды • Проливы кислоты • Минерализация подземных вод
Приведенная информация является обобщением зарубежной (в том числе по [129, 151]) и отечественной практики. До-
полнительные датчики и устройства могут применяться совместно с электрическими наконечниками для статического
зондирования или самостоятельно.
со
W
“ «т»»~°,;“Xе" с"’м"®« «и"'
,J™.-»~ j
дате „ сот ищу»». по применение Сп -
фундаментов с погружением свай до заданной отметки. - Уфа; НИИНром^
I976.-20C. '•
19. Вялов С.С. Реология мерзлых ipyirrou. М.. Строииздат, 2Ooq
464 с.
20. Гареева Н.Б., Горбатова Н.Я. Об определении расчетного давления
грунт но данным статического зондирования // Вопросы фундаментостР0С|.,'й
Механика грунтов. Труды Уфимского НИИнромстроя. - Уфа: НИИпромсгм-’
1985.-С. 111-Н6. • '
21. Гмурман В.Е. Теория вероятностей и математическая статистика. -
Высш, шк.» 2000. - 479 с.
22. Гончаров Б.В., Рыжков И.Б., Исаев О.Н. Применение статического
зондирования при проектировании свайных фундаментов в грунтах с валунам
II Свайные фундаменты / ВНИИОСП им. Н.М. Герсеванова, ДальНИИС. -М
Строииздат, 1991. - С. 4-11.
23. ГОСТ 5686-94. Грунты. Методы полевых испытаний сваями.
24. ГОСТ 12248-96. Грунты. Методы лабораторного определения характе-
ристик прочности и деформируемости.
25. ГОСТ 19912-2001. Грунты. Методы полевых испытаний статическим п
динамическим зондированием.
26. ГОСТ 20522-96. Грунты. Методы статистической обработки результа-
тов испытаний.
27. ГОСТ 23161-78. Грунты. Метод лабораторного определения характери-
стик просадочности.
28. ГОСТ 25100-95. Грунты. Классификация.
28а. ГОСТ 25260-82. Породы горные. Метод полевого испытания пенстра-
ционным каротажом.
286. ГОСТ 25358-82. Грунты. Метод полевого определения температуры.
29. ГОСТ 27751-88. Надежность строительных конструкций и основании.
30. Дзагов А.М. К оценке сопротивления сваи в просадочных грунтах п
р у, штатам статического зондирования // Основания, фундаменты и механика
грунтов. № 5,2007. - С. 28-30.
31. ЕНиР. Сборник Е2. Земляные работы. Выпуск 1. Механизированные н
ручные земляные работы.
32. Еникеев В.М. Исследование и разработка методов зондирования проса
дочных грунтов для проектирования свайных фундаментов. Дис. ... канд-1СХИ
наук.-Днепропетровск, 1980.-160 с.
32а. Еникеев В.М., Исаев О.Н., Норшаян А.В. Оценка возможности погру-
жения свай до заданной отметки в грунтовых условиях Карельской АССР ,1С
анным статического зондирования // Механизация и автоматизация работ ну
левого цикла: Тр. Уфимского НИИнромстроя. - Уфа, 1989. - С. 60-64.
33. Еникеев Н.М., Макаров В.Н., Рыжков И.Г>. и др. Исследование влияния
ZcpS Тособс,,,,остсй у“ ™
ваиия 1 руте,, С-832М иа получаемые ретулвтаты. - Труды НИИпромстооя
«Механика грунтов». - Уфа: I ТИИнромстрон, 1986. - С. 27-36.
34. Еникеев В.М., Рыжков И.Б. К вопросу о влиянии скорости погружения
зонда на сопротивления различных 1рунтов // Труды НИИнромстроя, «Основа-
ния и фундаменты». - Уфа.: НИИпромстрой, 1980. - С. 71-74.
35. Записка объ изс;гЬдова1пи грунтовъ земли, производимом въ строи-
тсльнмъ искуствТ» / Сон. Кори. Инж. путей сообщения подполковника Волкова. -
Санкт-Пстсрбургь: Тип. Гл. Упр. путей сообщения и публ. зданий, 1836.-62 с.
36. Захаров М.С. Статическое зондирование в инженерных изысканиях
Санкт-Петербург: СПбГАСУ, 2007.-71 с.
37. Зельнср А. Бсйссовскис методы в эконометрии. Пер. с англ. - М.: Ста-
тистика, 1980. - 438 с.
38. Зиангиров Р.С., Каширский В.И. Статическое зондирование в инже-
нерно-геологических изысканиях И Инженерная геология, 2006, ноябрь. - М.:
ПНИИИС, изд. «Инжен. геол.», 2006. - С. 13-20.
38а. Игнатова О.И. Деформационные характеристики юрских глинистых
грунтов Москвы // Основания, фундаменты и механика грунтов. - М., 2009. -
№5.-С.24-28.
39. Исаев О.И. Основные задачи развития метода статического зондирова-
ния в вечномерзлых грунтах И Тез. докл. Всесоюз. научн.-практ. конф.
«Проблемы инженерно-геологических изысканий в криолитозоне». - Магадан,
1989.-С. 180-182.
40. Исаев О.Н. Развитие метода статического зондирования для целей про-
ектирования свайных фундаментов в пластичномерзлых грунтах. Диес.... канд.
техн. наук.-М., 1989. - 148 с.
41. Исаев О.Н., Волков Ф.Е., Минкин М.А. Определение несущей способ-
ности свай в пластичномерзлых грунтах статическим зондированием // Основа-
ния, фундаменты и механика грунтов. - 1987. - № 5. - С. 17-19.
42. Исаев О.Н., Шварсв В.В., Тихомиров С.М. и др. Использование метода
статического зондирования для исследования свойств мерзлых грунтов // Осно-
вания, фундаменты и механика грунтов. - 1991. - № 3. - С. 13-16.
43. Исаев О.Н. (в соавторстве). Проблема зондирования вечномерзлых
грунтов // Тез. докл. Всссоюз. совет. «Современные проблемы свайного фун-
даментостросния в СССР». - Пермь, 1988. - С. 92-93.
44. Исаев О.Н. (в соавторстве). Оценка длительной прочности мерзлых
грунтов по данным статического зондирования // Экспресс-информация
ЦБНТИ Минмонтажспсцстроя «Монтажные и специальные строительные рабо-
ты», вып. № 7.-М., 1988.-С. 20-25.
45. Казанцев В.С., Хамов А.П., Левина Р.Ф. и др. Результаты испытаний
зондировочных установок // Проектирование фундаментов транспортных зда-
ний и сооружений из свай и оболочек в сложных грунтовых условиях. Тезисы
докл. научн.-тсхн. семинара НТО ЛИЖТа. - Л., 1974. - С. 185-188.
46. Ковалев Ю.И. Метод расчета забивных свай ио характеристикам меха-
нических свойств грунтов и данным статического зондирования: Деп. 66-. М.:
ЦНИИТЭИ МПС, 1977. - 16 с.
31
483
до:
1977.-С. 10-18. „
<
В.А. Барвашова; под ред. Б.И. Кулачкина. — М.: Стройиздат, 1981.
- а п влияние износа зонда установки 2 на
47' ^ьтэтов зондирования И Вопросы проектирования nporpccc^11-
свайных фундаментов. Труды Уфимского НИИпромстроя,_
НИИ48Р"н№9Г.сГоСп “деление несущей способности свай по результ
статического зондирования: Дисс.... канд. техн. наук. - Уфа, 1972. - |50 с. *
49 Колесник Г.С., Рыжков И.Б. О погружении сваи до заданного Отказа,
заданной отметки И Сб. трудов НИИпромстроя, вып. - 18. М - Стр0ЙИЗДа"
50'косте Ж., Санглера Г. Механика грунтов. Практ. курс / Пер. с фра1
"" " жх.гз 1ЛО, _455с
51* Крутов В.И.’ Кулачкин Б.И. Полевой метод определения относится
ной просадочности лессовых грунтов статическим зондированием И Основания
фундаменты и механика грунтов. - М., 1974. - № 3. - С. 29-32.
52. Крутов В.И., Эйдук Р.П. Определение относительной просадочности
грунта статическим зондированием с поверхности шурфа // Основания, фунда-
менты и механика грунтов. - М., 1971. - № 3. - С. 11-12.
52а. Кулачкин Б.И., Радкевич А.И., Бстслсв Н.П. Исследование механики
оползневых процессов на основе нестационарного температурного и динамических
(прочностного и гидравлического) полей // Основания, фундаменты и механика
грунтов. - М., 2000. - № 1. - С. 16-20.
53. Леонычев А.В. Зондирование грунтов для определения несущей спо-
собности свай и их длины. Применяемые агрегаты и методы работ // Совеща-
ние-семинар по обмену опытом проектирования и сооружения свайных фунда-
ментов (доклады и сообщения). - Уфа: БашНИИстрой, 1964. - С. 86-91.
54. МГСН 2.07-01: Основания, фундаменты и подземные сооружения. -
М.: ГУП «НИАЦ», 2003. - 109 с.
55. Методические указания по проведению скоростных инженерно-
геологических изысканий для проектирования объектов массового строительства
на забивных сваях. - Уфа: НИИпромстрой, 1973. -19 с.
56. Минкин М.А. Методика и методы инженерно-геокриологических изы-
сканий. -Ухта: Институт управления, информации и бизнеса, 2005. — 252 с.
56а. Морозов А.А., Отрепьев В.П., Мотовилов Э.А., Фаворов А.В., Шей-
нин В.И. Разработка методики, аппаратурного и программного обеспечения
геотехнического мониторинга с использованием статического зондирования и
радиоизотопного каротажа. ГЕОТЕХНИКА-99. - Пенза, 1999. - С. 105-107.
57. Моррис У. Наука об управлении. Бейесовский подход. Пер. с англ.
М.: Мир, 1971.-304 с.
58. Новожилов Г.Ф. Бездефектное погружение свай в талых и вечномерз
лых грунтах. - Л.: Стройиздат, Ленингр. отд. 1987. - 112 с.
>•’ ’ ^оршаян А.В., Рыжков И.Б. Об оптимизации изысканий под
™ХИЗ Забивнь“ свай " ТР- V! Междун. конф, по проблемам свайного ФУ«'
даментоегроения,Том1.-М.:РНКМГиФ,ПГГУ, 1998 -С. 183-187. „да
вышках зант! * 5-°1-01-99: Праектаванне забфных и наб!уных паляУ
Беларусь Ппоёг™ННЯ ГР’^ЛНТО5'- Пособие к строительным нормам РеспУ01
«X XXcaS6HBHKX и наб~свай по рсзультатам 301
61. Перше панорамы лунной поверхности. Том II. По материалам автома-
тичсских станций «Луна-9» и «Луна-13», -М.: Наука, 1969. - 70 с.
62. Передвижная лаборатория на Луне «Луноход-1» Под ред. АП Вино-
градова. - М.: Наука, 1971. - 79 с.
63. Полевые методы инженерно-геологических изысканий / В.И. Лебедев,
В.В. Ильичев, К.П, Шевцов, А.Т. Индюков. -М.: Недра, 1988. - 144 с.
64. Разоренов В.Ф. Пснстрационныс испытания грунтов: теория и практика
применения. - М.: Стройиздат, 1980. - 248 с.
65. Рац М.В. Структурные модели в инженерной геологии. - М • Недра
1973.-216 с.
66. Резников О.М. Определение механических характеристик грунтов
методом статического зондирования // Вопросы геотехники. Труды ДИИЖТ.
Вып. 4. - Днепропетровск, 1961. - С. 28-41.
67. Рекомендации по проведению скоростных инженерно-геологических
изысканий для проектирования объектов массового строительства. - Уфа:
Уфимский НИИпромстрой, 1991.-30 с.
67а. Рекомендации по контролю свойств песчаных и глинистых грунтов в
основании зданий и сооружений с помощью комбинированных зондов. - М.:
НИИОСП им. Н.М. Герсеванова, 1988. - 8 с.
68. Родионов Д.А., Иванов В.А. Статистические оценки средних содержа-
ний совокупности наблюдений разной представительности И Геохимия, № 1,
1967.-М.-С. 109-117.
69. Родкевич Г.С. Определение характеристик грунтов и несущей спо-
собности забивных свай статическим зондированием с применением зондов с
муфтой трения: Автореферат дисс. ... канд. техн. наук. - Пермь: ППИ, 1989. -
24 с.
70. РСН 33-70 Инструкция по испытанию грунтов статическим зондирова-
нием / Госстрой РСФСР. - М., 1970. - 32 с.
70а. Рубинштейн А.Я., Кулачкин Б.И. Динамическое зондирование грун-
тов. - М: Недра, 1984. - 92 с.
71. Руководство по проектированию свайных фундаментов / НИИОСП нм.
Н.М. Герсеванова Госстроя СССР. -М.: Стройиздат, 1980. - 151 с.
72. Рыжков И.Б. Изучение деформаций грунта при проникании в него зон-
да с использованием рентгеновского излучения // Со. трудов НИИпромстроя,
вып. X. - М.: Стройиздат, 1970. - С. 67-69.
73. Рыжков И.Б. Использование статического зондирования при оценке
свойств грунтов. Дисс. ... канд. техн. наук. - Одесса, 1970. - 184 с.
74. Рыжков И.Б. Корректировка приближенной оценки сопротивления свай
И Основания, фундаменты и механика грунтов, № 2, 1988. - М.: Стройиздат. -
С. 19-22.
75. Рыжков И.Б. Об использовании модели упругопластичной среды при
анализе процесса статического зондирования // Основания, фундаменты и ме-
ханика грунтов, № 3, 1973. - С. 38-40.
76. Рыжков И.Б. Об особенностях взаимосвязи результатов зондирования с
механическими свойствами грунта // Сб. трудов НИИпромстроя, вып. X. - М.:
Стройиздат, 1971. - С. 69-76.
485
„ Рыжков И Б. общая методология и практические методы приМс
cJJecX^
1 у£ случайных факт=анализе данных
ИСб трудов НИИпромстроя, вып. XI. - М.. Строиизд lt, 1973. С. 51 53.
тТрыжков ИБ., Еникеев В.М. Выбор длины сваи с учетом возможно^
их погружения до заданной отметки И Организация и технология строительного
производства: Рефср. информ. Минпромстроя СССР. Сер. II, вып. 6. - м.
ЦБНТИ Минпромстроя СССР, 1979. - С. 18 19.
80. Садовский А.В., Тихомиров С.М., Константинов А.В., Шварев В.В.
Исаев О.Н. О выборе оптимальных параметров свай в пластичномерзлых грун’
тах с учетом возможности их забивки // Механизированная безотходная техно-
логия возведения свайных фундаментов из свай заводской готовности. Тез.
докл. второго Всесоюзного коорд. совещ. - Владивосток, 1988. - С. 140-142.
81. Санглера Г. Исследование грунтов методом зондирования. Пер. с
франц. - М.: Стройиздат, 1971.- 232 с.
82. СН-448-72 Указания по зондированию грунтов для строительства. - м;
Стройиздат, 1972. - 33 с.
83. СНиП 2.02.01-83*: Основания зданий и сооружений / Госстрой России
- М.: ГУП ЦПП, 2002. - 48 с.
84. СНиП 2.02.02-85* Основания гидротехнических сооружений / Госстрой
России. - М.: ФГУПП ЦПП, 2004. - 48 с.
85. СНиП 2.02.03-85* Свайные фундаменты. - М., 2002.
86. СНиП 2.02.04-88. Основания и фундаменты на вечномерзлых грунтах
-М.: 1990.-56 с.
87. СНиП 11-02-96 Инженерные изыскания для строительства. Основные
положения / Минстрой России - М.: ПНИИС, 1997. - 44 с.
88. СНиП П-15-74 Основания зданий и сооружений И Госстрой СССР. -
М.: Стройиздат, 1975. - 65 с. (действовал до 1983 г.).
89. СНиП П-17-77 Свайные фундаменты // Госстрой СССР. - М.: Стройиз-
дат, 1978.—48 с. (действовал до 1985 г.).
90. Солодухин М.А. Инженерно-геологические изыскания для промыш-
ленного и гражданского строительства. - М.: Недра, 1975. - 188 с.
тт 'Сомервилл С.Г., Пауль М.А. Словарь по геотехнике / Пер. с англ. - Л.:
Недра, 1986.-240 с.
Часть^! —к/ \~998^нженеРно’гсологические изыскания для строительства.
той « ЭД Ю1’2004 Проектирование и устройство оснований и фундамеН"
тов здании и сооружений. - М., 2005. - 130 с.
М.,2004 — 80 2003 Проектирование и устройство свайных фундаментов -
М.: Энергоиздаг И1^Х°?^ен’^еплотехничсский эксперимент: Справочник.
94 Тен * л* ©•
/Пер. с немецкого- полп^^хТ^МСХаНИКа ПУнта11а основе его физических свопе”
95. Тчвди К S м Герсеванова-_М-; л.:Госсгрой.вдаг, 1933. - 392 с.
А-В-Сулима^амуйло^дкЛ^11?1ру1ГГОВ в инженерной практике / Пер. с
ДРСД. М.Н. Гольштейна. - М.: Госстройиздат, 1958. - 6(|S с
96. Трофимснков Ю.Г. Статическое зондирование грунтов в строитель-
стве (зарубежный опыт). - М.: ВНИИНТПИ, 1995. - 127 с.
97. Трофимснков 10.Г., Воробков Л.Н. Полевые методы исследования
строительных свойств грунтов. - М.г Стройиздат, 1981. - 216 с.
98. Трофимснков Ю.Г., Мариупольский Л.Г. Об определении трения грун-
та по боковой поверхности сваи статическим зондированием // Основания,
фундаменты и механика грунтов. - 1975, Ks 1. - С. 27-28.
99. Трофимснков Ю.Г., Мариупольский Л.Г., Пярнпуу З.К. Определение
прочностных характеристик глинистых грунтов по данным статического зонди-
рования // Основания, фундаменты и механика грунтов. -1977, № 6. - С. 11-12.
100. Трофимснков Ю.Г., Минкин М.А., Гвоздик В.И. Определение несу-
щей способности свай в вечномерзлых грунтах статическим зондированием //
Основания, фундаменты и механика грунтов. - 1986, № 2. - С. 18-20.
101. Указания по проектированию и возведению свайных фундаментов в
условиях Латвийской ССР. У-1-77. - Рига, Госстрой Лат. ССР, 1977. - 115 с.
102. Ухов С.Б., Семенов В.В., Знаменский В.В и др. Механика грунтов, ос-
нования и фундаменты. - М.: Высш, шк., 2007. - 566 с.
103. Фаерштейн В.Д. Определение несущей способности и выбор опти-
мальных размеров свай по результатам статического зондирования при 3-
компонентной схеме работы свай И Сборник докладов и сообщений по свайным
фундаментам. - Мл Стройиздат, 1968.— С. 135-172.
104. Фаерштейн В.Д., Макаров В.Н. Установка С-832 для зондггрования
грунтов И Механизмы для зондирования и бурения грунтов. - М.: ЦНТИ Гос-
строя СССР, 1964.-С. 1-10.
105. Ферронский В.И. Пенетрационно-каротажные методы геологических
исследований. - М.: Недра, f§69. - 240 с.
106. Хей Дж. Введение в методы байесовского статистического вывода /
Пер. с англ. - М.: Финансы и статистика, 1987. — 335 с.
107. Цытович Н.А. Механика грунтов (краткий курс). — М.: Высш, шк.,
1983.-288 с.
108. Цытович Н.А. Механика мерзлых грунтов.—М.: Высш, школа, 1973. —148 с.
109. Чеботарев Г.П. Механика грунтов, основания и земляные сооружения
/ Пер. с англ. - М.: Стройиздат, 1968. - 616 с.
109а . Черкасов И.И., Громов В.В., Зобачев Н.М., Мусатов А.А., Михеев
В.В., Петрухин В.П., Шварсв В.В. Грунтомср-пенетрометр автоматической
лунной станции Луна-13. Доклады АН СССР, том 179, № 4, 1968. - С. 829-831.
НО. Черкасов И.И., Михеев В.В., Смородинов М.И., Шварев В.В. 20 лет
советских исследований грунтов Луны // Основания, фундаменты и механика
грунтов. — 1986. - № 6. - С. 17-19.
111. Черкасов И.И., Шварев В.В. Начала грунтоведения Луны. — М.: Наука,
1971.-199 с.
112. Черкасов И.И., Шварев В.В. Советские исследования в области меха-
ники лунных грунтов // Основания, фундаменты и механика грунтов. - 1973. -
№4.-С. 12-15.
113. Шахирев В.Б. К вопросу о боковом давлении грунта на погруженную
сваю // Строительство предприятий нефтепереработки и нефтехимии: Труды
БашНИИстроя. -Вып. IV.-М.: Стройиздат, 1965 -С. 119-122.
487
114. Швец В.Б., Лушников В.В., Швец Н.С. Определение строители
свойств грунтов. - Киев: Бушвельпик, 1981. - 104 с. " Ь|*
115. Шмертманн Д. Статические зонды с коническим наконечником ».
исследования грунтов // Гражданское строительство. Журнал американски /
общества гражданских инженеров. Пер. с ат л. — 1967, № 6, — М,: Строииздат
116. Шутснко Л,И., Гильман А.Д., Лупан IO.T, Основания и фундаменты
Киев: Вьпца шк,, 1989. - 328 с.
117. Яглом А.М., Яглом И.М. Вероятность и информация. - М.: цаук,
1973.-511 с. ’ а’
118. Ярошенко В.А. Расшифровка результатов статической пенетрант
песчаных грунтов И Материалы по проектированию сложных фундаментов и
оснований и по производству работ / Фундаментпроект. - М.: ЦБНТИ Госмоц.
тажспсцстроя СССР, 1964. - С. 14-25.
119. Aas G., Lacasse S„ Lunn T„ Hoeg К. Use of in situ tests of foundation de-
sign on clay // Proc, of the ASCE Specialty Conf. In Situ’86: Use of In Situ Test i >
Geotechnical Eng. - Blackburg: ASCE, 1986, pp. 1-30.
120. Andcrsland O.B., Anderson D.M. Geotechnical engineering for cold re-
gions. McGraw-Hill Book Company, 1978. - 551 p.
121. Anonymous 1977 Proposed European standard of penetration testing//
Proc, of the IX Int. Conf. Soil Meeh, and Pound. Eng. Tokio, vol, 3, pp. 95-120.
122. Bacchcr G.B., Rackwitz R. Factor of Safety and Pile Load Test // Int. Jour-
nal for Numerical in Gcomcchanics. Vol. 6, No. 4, 1982, pp. 409-424.
123, Baldi G., Bellolti R„ Ghionna V., Jamiolkowski M„ Pasqualini li.
Interpretation of CRTs and CPTUs. 2nd part: drained penetration of sand // Proc, of
IV Int. Gcotech. Seminar/-Singapur, 1981, pp. 143-156.
124. Baldi G., Bruzz.i D., Superbo S., Ballaglio M., Jamiolkowski M. Seismic
cone in Po River sand // Proc, of the Int. Simp, on Penetration Testing, ISOPT-1 Or-
lando, vol. 1, Rotterdam: Balkcma, 1988, pp. 643-650.
125. Begemann II.K.S. Ph. Improved method of determining resistance to adhe-
sion by sounding through a loose sleeve placed behind the cone // Proc, of the 3rd Ini.
Conf. Soil Meeh, and Found. Eng. Zurich, 1953, vol. 1., pp. 213-217.
126. Begemann H.K.S. Ph. The friction jacket cone as an aid in determining the
soil profile // Proc, of the 6th int. Conf. Soil Meeh, and Found, ling. Montreal, 1965,
vol. l.,pp. 17-20.
127. Blouin S„ Chamberlain E„ Scllmann P. and Garfield D. Determining sub-
sea permafrost characteristics with a cone penetrometer H Cold Regions Science and
Technology. - 1979. - № 1. - p. 3-16.
128. Briaud J.L. Evaluation of cone penetration test methods using 98 pile 1°
tests // Proc, of the Int. Simp, on Penetration Testing, ISOPT-1 Orlando, vol. 2, Rot-
terdam: Balkcma, 1988, pp. 687-697.
129. Bums S.E., Mayne P.W. Penetrometers for Soil Permeability and Chemical IX
tcction / Funding provided by NSF and ARO issued by Georgia Institute of Tcchnolog)
Report No GIT-CEEGEO-98-1, July 1998. Georgia Institute of Technology. 1998. ~144 pp
130. Bustamante M., Giancsclli L. Pile bearing capacity prediction by mean5
static pcnctroneter CPT // Proceedings of the 2nd European Symposium on pend^
T™tin8* ES0PT'11’ vcl- 2» Amsterdam. Rotterdam: Balkcma Pub., 1982, PP
493-500.
t of the UBC
131. Campanella R.G., Gillc<m> n
penekation testing // Proe. of the 2nd EuroUX^n ««
II. Amsterdam, vol. 2, Rotterdam: Balkema Pub. 1 %2 ”
132. Campanella R.G., Robertson P.K. Research ed dl
cone pressuremeter // Proc, of the 3rd Canadian Conf. m'
Engeermg, St. John’s, Newfoundland, vol, L 1986, pp 205-214
cal mSi nV'd,ni n’ Ма’СГ °” NapP'A- p2rSK'tw bAnation of State C»—™!
cal Model Using a Bayes Approach // Int. Journal P.<z.k. Meeh and Mir-X" л
Geotech. Abstr. Vol.20, No.5,1933, pp.215-224, arf
, 134. Oe RuiterJ., Beringen P.I.. Pile foundations for large f.'onh Sea //
Manne Geotcchnology, No 3 (3), 1979. pp. 267-314.
135, Douglas B.J., Olsen R.S. Soil classification using electric core perx^rzoe-
ter. Cone penetration Testing and Experience, Proc, of the ASCE N'alior^l Or'-f-r
Hon, St, Louis: ASCE, 1981, pp. 269-227.
136, European prestandard ENV 1997-3: 2099. Eurocode 7; Gectcchnfca! de-
sign - Part 3: Design assisted by lieldtesting. BSL 2069.
136a. European standard EN 1997-2^2997. Eurocode 7; Gtofcxhnka! design -
Part 2: Ground investigation and testing, BSL 2097,
137, Fortier, R„ Ladanyi, B„ and Allard, M, 1993, CPT <Ыу of d- effect of
unfrozen water content on strength of silty permafrost at KangiqsualejjuaJ, Nuamk
(Quebec), In Proceedings of the 46th Canadian Geotechnical Conference, Saskas
Sask, pp. 307-318,
138, Houlsby G.'l., 'I ch C,L Analysis of the piezoccne in clay// Proc, of the Int
Simp, on Penetration 'fcsting, ISORf-1 Orlando, vol, 2, Rotterdam: Bal’rema 19>8
pp, 777-783,
139, International rclerencc test procedure for cr/ne penclrati<m test (CPTy,
Report of the ISSMFE I cchmcal Committee on Penetration Testing of Soil , - TC
16, with Rclerencc to 'J est Procedures, Sv/edish Geotechnical Institute, Linkoping,
Information, 7, pp, 6-16. ISSMFE, 1989,
A.V. Progress of the method of static sounding in the investigation of geotechnical
properties of frozen soils // Proc, of the Int. Simp, on Cwie Penetration Testing, СИГ’95
LinkOping, Sweden, October 4-5,1995, vol. 2, pp. 179-186.
141. Jamiolkowski M, Opening Addres // Proc. of tlie Int, Simp. on Ола Penetra-
tion Testing, CPT’95 Linkdping, Sweden, October 4-5,1995, vol 3, pp. 7-15.
142. Jamiolkowski M., I,add C., Germaine J., Lancciolta R. Nev/ developments
in field and laboratory testing of soil // Proc. XI1CSMFE, San Francisco, 1985, vol.
1,-pp. 57-154.
143. Kay J.N. Factor of Safety for Piles in Cohesive Soils // Prex:. IX Int. Conf.
Soil Meeh, and Found. Eng. Vol. 1.1977, pp. 587-592.
144. Ladanyi B. Determination of geotechnical parameters of frozen soils by
means of the cone penetration test // Proc, of the Second European Symposium on
Penetration Testing. - Amsterdam, 1982. - vol.l. - p p. 671-678.
145, Ladanyi B. Use of Cone Penetration Test for the Design of Piles in erma-
frost.//J. of ERT- 1986.-№ 107.-pp. 183-187.
146. Ladanyi B. Use of static penetration test in frozen sods. // Carut!. G.ot-ch.
J. - 1976. - № 13 (2). - pp. 95-110.
489
-----ГТп—т Г Г FOOtt К., 1МШ1О*" а*..» х vujuj ПДл. Qtl_
deformation and strength 1М‘ C°<
SOi‘ nTl^sson™TwhniXl Report: Equipment and testing // Proc, of thc ,
Simp, on Cone Penetration Testing, CPT’95 Linkoping, Sweden, October 4-5, 1995’
vol. 3, pp. 83—103. . .
149. Lunnc T., Keaveny J. Technical report of solution practical problems Usin[?
CPT // Proc, of the Int. Simp, on Cone Penetration Testing, CPT 95 Linkoping,
den, October 4-5,1995, vol. 3, pp. 119-138.
150. Lunne T., Lacasse S. Rad N.S. SPT, CPT pressuremeter testing and recent
developments on in situ testing of soils ' General report from thc 12th Int. Conf, On
Soil Meeh, and Found. Eng., Rio de Janeiro, vol. 4, Rotterdam: Balkcma Pub. 1989
pp. 2339-2403.
151. Lunnc T., Robertson P.K. and Powell J.J.,M. Cone penetration testing in
geotechnical practice. London and New York: Spon Press, 2004. - 312 p.
152. Masood T., Mitchell J.K. Estimation of in situ lateral stresses in soils by
cone penetration tests // Journal of Geotechnical Engineering. No. 119(10), ASCE,
1993, pp. 1624-1639.
153. Mayne P.W., Rix J.G. Gmax-qc relationships for clays // Geotechnical
Testing Journal, ASTM, 16(1), 1993, pp. 54-60.
154. Meyerhof G.G. Penetration test and bearing capacity of cohesionless soils //
Journal of thc Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, No 82 (SMI) 1956,
pp. 1-19.
155. Mimura M., Shibata T., Shrivastava A.K., Nobujama M. Performance of RI
cone penetrometers in sand deposits // Proc, of thc Int. Simp, on Cone Penetration Test-
ing, CPT’95 Linkoping, Sweden, October 4-5,1995, vol. 2, pp. 55-60.
156. Mitchell, J.K. and Houston, W.N. “Static cone penetration testing on the
moon”. Proceedings of the European on Penetration Testing. ESOPT, 2.2, Stock-
holm: Byggforskningcn, 1974, pp. 277-84.
157. Mitchell J.K., Katti R.K. Soil improvement. Statc-of-thc-Art Report // Proc.
XICSMFE, Stocholm, 1981, vol. 4, -pp. 567-575.
158. МбПсг B., Elmgrcn K., Hellgrcn N., Larsson R., Massarsch R., Torstcnsson
B.A., Tremblay M., Vibcrg L. National Report for Sweden. H Proc, of thc hit. Simp,
on Cone Penetration Testing, CPT’95 Linkoping, Sweden, October 4-5, 1995, vol. 1,
pp. 221-234.
159. Pcuchen J., Heinis F., van de Graaf H., van Stavcrcn M. Cone penetration
testing in the Netherlands: State-of-the-art // Proc, of thc Int. Simp, on Cone Penetra-
tion Testing, CPT’95 Linkoping, Sweden, October 4-5, 1995, vol. 1, pp. 133—142.
160. Past M.L., Nebbeling H. Uncertainties in cone penetration testing H ^r0C‘
of the Int. Simp, on Cone Penetration Testing, CPT’95 Linkoning Sweden, October
4-5, 1995, vol. 2, pp. 73-78. 1
161. Robertson P.K., Campanella R.G., Gillespie D., Greig J. Use of piezometer
cone data// Proc, of thc ASCE Specialty Conf. In Situ’86: Use of In Situ Test in Geo-
technical Engineering.-Blackburg: ASCE, 1986, pp. 1263-1280.
F^r CE' APPlicati°n of CPT to evaluate liquefaction P°'
JS,,’”™'” t-** cm“
490
163. Robertson Р.К., Sully J.P., Wocller D.J., Lunn T„ Powell Gillespie
DJ. Estimating coefficient of consolidation from piczoconc tests //Canadian Geo-
.technical Journal, 29(4), 1992, pp. 551-557.
164. Robertson P.K., Wocller D.J., Finn W.D.L. Seismic cone penetration test
for evaluating liquefaction potential under cyclic loading // Canadian Geotechnical
Journal, 24(4), 1992, pp. 686-695.
165. Ryzhkov I.B. A simplified method of operations with thc random values in
the geotechnical problems. Proc, of III Int. Conf, on advances of computer methods in
geotechnical and geocnvironmcntal engineering. Moscow. A.A.Balkema/ Rottcr-
dam/Brookfield. 2000, pp. 345-346.
166. Ryzhkov I.B. Thc approach to application of static CPT together with other
methods of soil investigation // Proc, of the Int. Simp, on Cone Penetration Testing,
CPT’95 Lincoping, Sweden, October 4-5, 1995, vol. 2, pp. 295-300.
167. Schaap L.II.J., Zuidbcrg H.M. Mechanical end electrical aspects of thc
electric cone penetrometer tip // Proc, of thc 2nd European Simp, on Penetration Test-
ing, ESOPT-II, Amsterdam, vol. 2, Rotterdam: Balkema, 1982, pp. 841-851.
168. Shibata T., Tcparaksa V. Evaluation of liquefaction potentials of soil using
cone penetration tests. Soils and foundations, v. 28, No. 2, pp. 49-60.
169. Shinn J.D., Bratton W.L. Innovations with CPT for environmental site char-
acterization. // Proc, of thc Int. Simp, on Cone Penetration Testing, CPT’95 Linkoping,
Sweden, October 4-5, 1995, vol. 2, pp. 93-98.
170. Suzuki Y., Taya Y., Tokimatsu K., Kubota Y., Koyamada K. Field correla-
tion of soil liquefaction based on CPT data // Proc, of thc Int. Simp, on Cone Penetra-
tion Testing, CPT’95 Linkoping, Sweden, October 4-5, 1995, vol. 2, pp. 583-588.
171. Sylvie Butcau, Richard Fortier, and Michel Allard. Rate-controlled cone
penetration tests in pennafrost. // Can. Gcotcch. J. 42: 184-197 (2005).
172. Tand K.E., Funcgard T.G., Warden P.E. Prcdictcd/mcasurcd bearing capac-
ity of shallow footings on sand // Proc, of thc Int. Simp, on Cone Penetration Testing,
CPT’95 Linkoping, Sweden, October 4-5, 1995, vol. 2, pp. 589-594.
173. Tang W.H., Qucck S.T. Statistical Model of Boulder Size and Fraction //
Journal of Geotechnical Engineering. No. 112, vol. 1, 1986, pp. 79-90.
174. Van dc Graaf H.C., Jckcl J.W. New guidelines for thc use of thc inclinome-
ter with thc cone penetration test // Proc, of the 2nd European Simp, on Penetration
Testing, ESOPT-II, Amsterdam, vol. 2, Rotterdam: Balkema, 1982, pp. 1027-1034.
175. Vesid A.S. Cratering by explosives as an earth pressure problem // Proc. VI
Int. Conf. Soil Mcch. and Found. Eng., 1965. vol. 1, pp. 427-431.
176. Vcsid A.S. Principles of Pile Foundation Design H Soil Mechanics Series
No. 38, Duke University, Durham, NC 1975.
177. Zhou J., Xie Y., Zou Z.S., Luo V.Y., Tang X.Y. Prediction of limit load of
driven pile by CPT // Proc, of thc 2nd European Symposium on Penetration Testing,
ESOPT-II, Amsterdam, vol. 2, Rotterdam: Balkema Pub., 1982, pp. 957-961.
491
ИГОРЬ БОРИСОВИЧ РЫжК0й
доктор технических наук, профССсВ’
кафедры «Природообустройства, стп °Р
тельства и гидравлики» Башкирской)
сударственного аграрного университет*
(Уфа), ведущий научный сотрудник*лабо-
ратории оптимизации инженерных изу
сканий института БашНИИстрой (Уфа)
Член Российского общества по механике
грунтов, геотехнике и фундаментострое
нию (РОМГГиФ).
Основные направления научной дея-
тельности - применение ускоренных ме-
тодов испытаний грунтов (статического
зондирования и др.) в инженерно-
геологических изысканиях, проектирова-
ние свайных фундаментов, применение вероятностных методов оценки гео-
технической информации. Участвовал в разработке ГОСТ на испытание
грунтов статическим зондированием и раздела СНиП, посвященного проек-
тированию свайных фундаментов. Занимался решением практических во-
просов, связанных с применением свай на крупных стройках СССР, в том
числе при освоении новых территорий Западной Сибири и Уральского ре-
гиона. Автор и соавтор более 180 опубликованных работ, в том числе 3
учебных пособий и монографии.
IGOR BORISOVICH RYZHKOV, Doctor of Technical Sciences (Geo-
technical Engineering); Professor of Environmental, Civil and Hydraulic Engi-
neering Chair at Bashkir State Agrarian University (Ufa); Lead Researcher of
Site Survey Optimization Laboratory at BashNIIstroy; Member of Russian Soci-
ety of Soil Mechanics, Geotechnical and Foundation Engineering (RSSMGFE).
The main research activities: quick-look soil test methods (CPT, etc.) for
site survey; pile footing engineering, geotechnical data assessment by probabilis-
tic methods. Participated in elaboration of State Standard (GOST) for soil tests
by CPT and Construction Code (SNiP) for pile footing design. Participated in
resolving practical issues in pile engineering on USSR major construction sites,
including new projects in West Siberia and Urals Region. Author and co-author
of 180 published works, including 3 educational aids and a monograph.
ОЛЕГ НИКОЛАЕВИЧ ИСАЕВ
кандидат технических наук, ведущий на-
у ныи сотрудник лаборатории освоения
подземного пространства городов инсти-
тута НИИОСП им. Н.М. Гсрсеванова (Мо-
сква). Член Российского общества по ме-
ханике грунтов, геотехнике и фундаменто-
строению (РОМГГиФ), член тоннельной
ассоциации России (ТАР).
Основные направления научной дея-
тельности — инженерно-геологические
изыскания, расчет и проектирование осно-
ваний, фундаментов и подземных соору-
жений. Занимался решением практических
вопросов, связанных с использованием
статического зондирования в сложных
инженерно-геологических условиях, в том числе на вечномерзлых грунтах,
проектированием подземных и заглубленных зданий и сооружении, вклю-
чая условия мегаполиса. Автор и соавтор более 30 опубликованных работ, в
том числе РАСЭ.
OLEG NIKOLAEVICH ISAEV, PhD (Geotechnical Engineering), Lead
Researcher of Urban Underground Development at N.M. Gcrsevanov Research
Institute of Foundations and Underground Structures (NIIOSP, Moscow), Mem-
ber of Russian Society of Soil Mechanics, Geotechnical and Foundation Engi-
neering (RSSMGFE), Member of Tunnel Association of Russia (TAR).
The main research activities: site geological survey, foundation and under-
ground structures engineering. Participated in resolving practical issues of CPT
in difficult geological environment, including permafrost, designing of under-
ground and buried buildings and structures, megapolis environment inclusive.
Author and co-author of over 30 published works, including RASE.
493
СТАТИЧЕСКОЕ ЗОНДИРОВАНИЕ ГРУНТОВ
Рыжков И.Б., Исаев О.Н.
Наиболее известным и распространенным среди полевых методов
испытания грунтов в условиях их природного залегания («in situ»)
является метод статического зондирования, отличающийся простотой,
высокой скоростью выполнения и информативностью.
В предлагаемой читателю монографии делается попытка восполнить
пробел, образовавшийся в последние десятилетия в части обобщения
достигнутых научных и практических результатов (в первую очередь
отечественной школы) в вопросах применения статического
зондирования в геотехнической практике.
В книге приведены и обобщены:
✓ основные понятия;
/ информация о применяемом оборудовании;
✓ краткая история развития статического зондирования;
✓ теоретические и экспериментальные исследования, связанные с
изучением метода статического зондирования;
/ практические методы использования статического зондирования
в инженерно-геологических изысканиях;
✓ принципы использования статического зондирования совместно
с другими видами испытаний грунтов;
✓ пути применения «прямых» методов использования данных
статического зондирования;
J опыт применения статического зондирования в особых грунтовых
условиях, в том числе на вечномерзлых и просадочных грунтах;
✓ краткий терминологический словарь по статическому зондированию.
Книга может быть полезна для инженерно-технических и научных
работников изыскательских, проектных, строительных и научно-
исследовательских организаций, а также студентов строительных и
инженерно-геологических специал ьностей.
Р X
X j"
о
“о
И.Б. РЫЖКОВ, О.Н. ИСАЕВ
СТАТИЧЕСКОЕ
ЗОНДИРОВАНИЕ
ГРУНТОВ
CONE
PENETRATION
TESTING OF SOILS