Мерзлые торфяные грунты как основания сооружений - Роман Л.Т.

Автор: Роман Л.Т.

Теги: подземное строительство земляные работы фундаменты строительство тоннелей строительство строительные конструкции издательство наука торфяные грунты

Год: 1987

Похожие

Основания и фундаменты в торфяных грунтах

Механика грунтов. Основания и фундаменты (в вопросах и ответах)

Механика грунтов, основания и земляные сооружения

Возведение полевых подземных сооружений в средних и слабых грунтах

Текст

Л,Т. РОМАН

Л.Т.РОМАН • МЕРЗЛЫЕ

ИЗДАТЕЛЬСТВО
«НАУКА»

СИБИРСКОЕ

СП 41 НИНЕ
МЕРЗЛЫЕ
ТОРФЯНЫЕ
ГРУНТЫ
как
основания
сооружений
АКАДЕМИЯ НАУК СССР

СИБИРСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ

ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ
ИНСТИТУТ МЕРЗЛОТОВЕДЕНИЯ

Л. Т. РОМАН

МЕРЗЛЫЕ

ТОРФЯНЫЕ ГРУНТЫ

как основания

сооружении

Ответственный редактор
д-р техн, наук С. С. Вялов

НОВОСИБИРСК

ИЗДАТЕЛЬСТВО «НАУКА»
СИБИРСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ
УДК 624.139 : 624.131 : 551

Роман Л. Т. Мерзлые торфяные грунты
как основания сооружений.— Новосибирск: Нау-
ка, 1987.

В монографии па основе экспериментальных иссле-
дований раскрываются выявленные особенности проте-
кания криогенных процессов и поведения мерзлых тор-
фяных грунтов при длительном воздействии нагрузок.
Получены обобщающие параметры физических свойств
и температуры, позволившие установить закономерно-
сти указанных процессов в широком диапазоне изме-
нения свойств грунтов и температуры. Разработаны
предложения по рациональным способам использова-
ния мерзлых торфяных грунтов в качестве оснований
зданий и сооружении.

Для специалистов, занятых освоением зоны рас-
пространения вечномерзлых грунтов.

Рецензенты Л. М. Никитина, Е. И. Г айдаенко

1904060000-799

042(02)—87 1 4

На территории СССР расположено 75 % болот земно-
го шара (210 млн. га), половина их приурочена к районам с вечно-
мерзлыми грунтами: заболоченность тундровой зоны составляет око-
ло 70%, лесной — 30%. Большая часть этой площади занята тор-
фами мощностью, превышающей 0,5 м. В отдельных районах, напри-
мер, на севере Западной Сибири, торфяная толща достигает 10—12 м.
Встречаются также минеральные грунты с содержанием раститель-
ных остатков и погребенные торфяники.

В строительной практике часто отказываются от использования
торфяных грунтов в качестве оснований. Такой отказ не всегда целе-
сообразен п возможен в условиях интенсивного освоения северных
регионов. В этой зоне, как отмечено В. В. Кадниковым с соавторами
[1973], «нет строящегося или проектируемого города, на территорию
которого не вклинивались бы болота». Обустройство нефтяных и га-
зовик месторождений в Западной Сибири, Коми АССР, строительст-
во опергопромышленных комплексов и городов на Северо-Востоке
страны, Байкало-Амурской магистрали и других линейных соору-
жений требует решения проблем фундаментостроения на торфяных
грунтах.

На Всесоюзном совещании по фундаментостроению в условиях
вечномерзлых грунтов (г. Воркута, 1981 г.) в обзорном докладе
С. С. Вялова была подчеркнута важность исследований малоизучен-
ных видов мерзлых грунтов, в том числе и торфяных, указано, что
строительство должно осуществляться не только там, где благопри-
ятны грунтовые условия, но и там, где такие условия неблагоприят-
ны, если этого требует рациональное размещение зданий и соору-
жений.

Основные трудности при освоении заторфованных территорий
обусловлены высокой степенью обводненности и сжимаемостью тор-
фяных грунтов, а также недостаточной изученностью мерзлых тор-
фяных грунтов, в том числе их физико-механических свойств, темпе-
ратурного режима, протекания мерзлотных процессов. Поэтому воз-
никает необходимость исследований всех видов грунтов, содержащих
растительные остатки в количестве, влияющем на их физико-механи-
ческие свойства. Нормативными документами эти грунты выделяют-
ся в отдельную категорию, подразделяемую на две группы: А —
грунты с примесью растительных остатков (когда их содержание
по отношению к массе минеральной части (/от) составляет для пес-
чаных грунтов 0,03 /от < 0,1, для глинистых — 0,05 /от <
< 0,1); Б — заторфованные грунты (0,1 70т < 0,5) н торф

(70т > 0,5). В общей классификации, предусмотренной ГОСТом
25100-82, эти грунты отнесены к группе осадочных несцементирован-
ных, подгруппе биогенных пород с выделением типов заторфованпых
грунтов и торфа по относительному содержанию органического ве-
щества.

В настоящей работе рассматриваются обе указанные группы,
которые объединяются термином «торфяные грунты». Обоснование
такому объединению будет дано ниже при рассмотрении строитель-
ной классификации.

Свойства торфяных грунтов весьма существенно отличаются от
свойств грунтов минеральных. Эти отличия обусловлены повышенной
водоудерживающей способностью, незначительной прочностью и ма-
лой теплопроводностью торфяных частиц. Процессы промерзания
и оттаивания торфяных грунтов более медленны, чем минеральных,
в связи с тем, что на фазовые переходы при большом влагосодержа-
нии затрачивается значительное количество тепла. Формирование
температурного режима также имеет свои особенности, так как тор-
фяные грунты, обладая меньшей теплопроводностью и более высокой
теплоемкостью, сдерживают проникновение в грунтовую толщу хо-
лодного потока в зимний период и теплого — в летний.

В отличие от минеральных частиц, составляющих скелет обыч-
ных минеральных грунтов, торф, входящий в скелет торфяных грун-
тов, обладает очень большой сжимаемостью. Это приводит к тому,
что при промерзании грунтовой влаги внутренние напряжения уплот-
няют торфяные частицы и общего увеличения объема грунта не про-
исходит, т. е. при влажности, близкой к полной влагоемкости, тор-
фяные грунты не проявляют пучинистых свойств. Вместе с тем,
промерзание переувлажненных заторфованных участков приводит
к образованию ледяных бугров пучения.

Податливость торфяных частиц в сочетании с большим содержа-
нием льда и незамерзшей воды, обладающих повышенной вязкостью,
обусловливают повышенную деформируемость грунтов и в мерзлом
состоянии. Во всем диапазоне естественной температуры они прояв-
ляют реологические свойства — ползучесть, снижение прочности,
а величина коэффициента сжимаемости находится в пределах, со-
ответствующих пластично-мерзлому состоянию, что обусловливает
необходимость рассчитывать основания, сложенные такими грунта-
ми, по двум группам предельных состояний — по прочности и по
деформациям.

При оттаивании торфяные частицы набухают. Увеличение объ-
ема при набухании может быть равным пли превышать его уменьше-
ние, связанное с оттаиванием льда, поэтому осадки оттаивания обыч-
но не наблюдаются, но даже незначительные нагрузки, приложенные
на оттаянный торфяной грунт, приводят к деформациям, вызванным
отжатием влаги и сжимаемостью частиц торфа.
Указанные особенности мерзлых торфяных грунтов обусловли-
вают необходимость развития в инженерном мерзлотоведении само-
стоятельного направления исследований их физических и механиче-
ских свойств, ориентированного на изучение поведения их под на-
грузками, разработку методов прогноза криогенных процессов. Та-
кие исследования будут способствовать решению проблемы строи-
тельства па заторфованных территориях в северных регионах.

Цель настоящей работы — разработка научных основ оценки
физических и механических свойств мерзлых торфяных грунтов для
получения инженерных характеристик, необходимых при расчете
этих грунтов как оснований сооружений. При этом рассматривается
комплекс взаимосвязанных задач:

выявление, исследование и обобщение основных физических
свойств торфяных грунтов, определяющих протекание физико-меха-
нических процессов;

выявление закономерностей поведения мерзлых торфяных грун-
тов под нагрузками и разработка в соответствии с положениями тео-
рии реологии методов научного прогноза их длительной прочности
и деформируемости:

разработка методов определения характеристик физических и
механических свойств мерзлых торфяных грунтов, используемых
как основания сооружений, с учетом влияния факторов времени,
температуры и масштабного эффекта;

разработка рекомендации по способам рационального использо-
вания торфяных грунтов как оснований сооружений, возводимых
в северных районах.

При проведении исследований формирование физико-механиче-
ских свойств торфяных грунтов рассматривалось с учетом влияния
их генезиса. Механические характеристики оценивались с позиций
механики мерзлых грунтов и основных положений инженерного
мерзлотоведения. Значительное внимание уделялось реологическим
свойствам, определяющим поведение мерзлых торфяных грунтов
под длительными нагрузками. При этом использовались современ-
ные представления о кинетической природе прочности твердых де-
формируемых тел с учетом условий физического подобия. По анало-
гии с кинетической теорией прочности твердых тел был принят
термофлуктуационный механизм взаимодействия структурных эле-
ментов, который наплучшпм образом раскрывает физическую сущ-
ность механических процессов, происходящих при длительном воз-
действии нагрузки. Применение этой теории к мерзлым торфяным
грунтам оказалось возможным на основе разработанного в настоящей
работе метода количественного учета динамики изменения состава
п структуры торфяных грунтов в процессе фазовых переходов влаги.
Исследования, направленные на выявление закономерностей про-
текания длительных (сопоставимых со сроком эксплуатации соору-
жений деформаций мерзлых торфяных грунтов), выполнены метода-
ми напряженно- и температурно-временных аналогий.

Экспериментальная часть работы заключалась в изучении по-
средством опытов формирования физических и механических свойств
торфяных грунтов различного генезиса в процессе их пром< рл-шия
и оттаивания. Натурные опыты проведены на севере Комп АССР
и в Западной Сибири, лабораторные — в подземных лабораториях
Норильска, Якутска, в отсеках которых сохранялась естественная
отрицательная температура, а также в холодильных камерах. Образ-
цы для лабораторных испытаний отбирались в районах севера Запад-
ной Сибири, Комп АССР, севера Красноярского края, Южной
и Центральной Якутии, Магаданской области.

Всего было проведено около 1000 опытов по определению пара-
метров фазового состояния влаги в торфяных грунтах; 600 опытов —
по определению характеристик теплофизических свойств, 2000 опы-
тов — по определению механических свойств прочности и деформи-
руемости мерзлых торфяных грунтов различного состава и строения.
Параллельно комплексно определялись физические свойства. Обоб-
щены также опытные данные других авторов.

Автор выражает искреннюю благодарность проф. С. С. Вялову
за постоянное внимание к исследованиям, научные консультации,
тщательный разбор рукописи и высказанные замечания, учет кото-
рых позволил существенно улучшить работу, А. А. Коновалову,
Г. М. Пахомовой, А. Н. Цеевой, Л. И. Бадьяновой, Г. А. Абушке-
вич, Г. И. Азаровой, А. Е. Степановой и другим сотрудникам за
участие в проведении исследований.
ГЛАВА

СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ И ЗАДАЧИ

ИССЛЕДОВАНИИ МЕРЗЛЫХ

ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

КАК ОСНОВАНИЙ СООРУЖЕНИИ

Строительство на торфяных грунтах ведется на про-
тяжении всей истории материальной культуры. При использовании
талых торфяных грунтов как оснований зданий и сооружений
сформировались два основных способа передачи нагрузки на торф:
посредством песчаных подушек, устраиваемых под подошвой
фундамента;

возведением свай, прорезающих торфяные слои и передающих
нагрузки на нижележащие минеральные грунты.

Детальный анализ, проведенный Н. Н. Масловым [1968],
Н. Н. Морарескулом [1975], П. А. Коноваловым [1982] и другими,
показывает, что когда песчаные подушки и сваи проектируются
и возводятся с учетом особенностей физико-механических свойств
торфяных грунтов, осадки не превышают допустимых величин и
здания надежно эксплуатируются. Однако отмечаются также случаи
значительных и длительных осадок торфа. Это имеет место, если тол-
щина песчаных подушек принята недостаточной или уплотнение
выполнено некачественно, либо при проектировании свайных фунда-
ментов не учитывалось «отрицательное» трение по боковой поверх-
ности, возникающее от уплотнения торфа. В целом же следует отме-
тить положительный опыт использования торфяных грунтов как
оснований.

Для вечномерзлых грунтов развиваются те же направления
исследований, связанные с разрешением проблем освоения заторфо-
ванных районов, что и для талых грунтов: инженерная подготовка
территории; строительство транспортных магистралей через болота;
устройство фундаментов промышленных и гражданских зданий; ме-
ханика торфяных грунтов.

Инженерная подготовка территории на заторфованных грунтах
обусловлена принципом их использования как оснований. При
I принципе (когда грунты как основания используются в мерз-
лом состоянии) в большинстве случаев целесообразно понижение
температуры, осушение и уплотнение деятельного слоя, вертикаль-
ная планировка подсыпкой или намывом минеральных грунтов.
При II принципе (когда грунты используются как основания в талом
пли оттаивающем состоянии), как правило, необходимы частичное
или полное предпостроечное оттаивание мерзлых грунтов, их осу-
шение, уплотнение, а также вертикальная планировка подсыпкой
или намывом. Разработаны рекомендации по предпостроечиому
промораживанию торфяного слоя различными способами (вентиля-
цией холодного воздуха, самоохлаждающимпся сезонно действующи-
ми установками и т. д.).

В последние годы в северных районах начинает широко приме-
няться намыв как способ инженерной подготовки заболоченных
территорий (трасса железной дороги Хребтовая — Усть-Илимская,
участок БАМа у станции Ургал, пос. Солянинское вблизи г. 1[орпль-
ска, г. Якутск и др.). Полученные данные позволили выявить основ-
ные процессы, определяющие формирование температурного режима
и физико-механических свойств грунтов [Полещук, Роман, 1982;
Цернант, 1982; Павлов, Прокофьев, 1982; Константинов и др.,
1981]. В результате отепляющего воздействия намытого грунта про-
исходит постепенное оттаивание поверхностного слоя. Скорость и
предельная глубина оттаивания зависят от многих факторов: на-
чальной температуры грунта, толщины намытого слоя и, главным
образом, от теплофизических свойств подстилающих и намытых грун-
тов, их влажности. Стабилизация температурного режима — весьма
длительный процесс, который может продолжаться от одного года
до десятков лет. Так как задерживать строительство на длительные
сроки не представляется возможным, необходима разработка прин-
ципиально новых подходов к фундаментостроению на намытых грун-
тах, которые бы допускали постепенное восстановление температур-
ного режима в период строительства и эксплуатации зданий.

Если заторфованиая толща в естественных условиях располага-
ется обычно в зоне сезонного оттаивания, то после намыва она может
оказаться ниже верхней границы вечной мерзлоты и перейти пол-
ностью нлп частично в пределы рабочей зоны оснований. Для прогноза
несущей способности необходимо знать закономерности формирова-
ния теплофпзических, деформативных и прочностных свойств тор-
фяных грунтов в процессе оттаивания, уплотнения и последующего
промерзания.

Исследования, связанные со строительством транспортных со-
оружений через болота, формируются в отдельное направление в
связи с тем, что расчетная схема дорожных оснований, воспринимаю-
щих кратковременные динамические нагрузки, существенно отли-
чается от таковой для зданий, передающих на грунты статическую
нагрузку. Так как для дорожных сооружений основанием служит
обычно деятельный слой грунтов, претерпевающий сезонное оттаи-
вание и промерзание, то проектирование и строительство дорожных
сооружений в северных районах должно базироваться на рекоменда-
циях, выработанных на протяжении многолетних исследований, от-
носящихся к прокладке дорог через заболоченные участки на талых
грунтах для железнодорожного [Сергеев, 1898; Васьковский, 1901;
Тутковский, 1902, Ордуянц, 1946; и др.] и автомобильного [Гейтман,
1931; Поляков, 1932; Кузнецова, 1936; Лундин, 1935; Ткаченко,
1962; Шапошников, 1966; Евгеньев, 1968; Казарновский, 1972; и
др.] транспорта с непременным учетом специфики мерзлотных про-
цессов. Повышение несущей способности п снижение деформируемо-
8
сти торфяных грунтов при промерзании обусловливают стремление
использовать их в качестве оснований дорог в мерзлом состоянии.

Незначительная теплопроводность торфа, повышенная льди-
стость, требующая затрат тепла на фазовые переходы, создают
благоприятные условия, сдерживающие скорость оттаивания, что
позволяет при соответствующей теплоизоляции сохранить и в лет-
ний период мерзлыми торфяные основания дорог. Приемы промора-
живания торфа наиболее разработаны применительно к условиям
Среднего Приобья [Кузнецова, 1936; Дерюгин, 1972; Каган, Воево-
да, 1974; Вялов, 1980]. Такие приемы позволили сооружать транс-
портные магистрали для перемещения в летнее время тяжелого
(массой 130 т) оборудования нефтепромысловых сооружений. Даль-
нейшие исследования в этом направлении включают разработку
методов расчета несущей способности промороженного торфяного
покрова и его температурного режима.

Принципиальные подходы к передаче нагрузок на мерзлые
торфяные грунты при возведении на них зданий и сооружений оста-
ются такими же, как и на талые (посредством подсыпок и свай).
Несмотря на то, что замерзание грунтовой влаги в десятки раз
увеличивает прочность грунта, значительная льдистость, а также
большое содержание незамерзшей воды во всем диапазоне отрица-
тельной температуры, податливость торфяных частиц приводят к
гораздо более интенсивному, чем в минеральных грунтах, проявле-
нию реологических свойств. Поэтому строительными нормами и
правилами предусматривается целый ряд мер, направленных на
повышение несущей способности оснований, сложенных мерзлыми
торфяными грунтами, а именно: устройство песчаных подушек
под столбчатыми фундаментами; заполнение околосвайного прост-
ранства буроопускных свай песчано-известковым раствором вместо
грунтового шлама и увеличение толщины слоя раствора по сравне-
нию с требуемой в условиях минеральных грунтов; искусственное
понижение температуры.

Теоретической основой развития всех рассмотренных выше на-
правлений исследований, связанных с освоенпем заторфованных тер-
риторий в северных условиях, является механика мерзлых торфяных
грунтов. Особенности поведения этих грунтов под нагрузкой в
промерзающем и оттаивающем состоянии обусловлены главным об-
разом физическими свойствами торфа.

Результаты исследований свойств торфа в немерзлом состоянии
весьма обширны благодаря тому, что он является полезным ископа-
емым. Достаточно сказать, что только перечень литературы по торфу
(начиная с 1723 г.) насчитывает 20 томов библиографических указа-
телей.

Труды видных русских и советских ученых позволяют составить
представление о происхождении, составе, физикохимии торфа [Руд-
нев, 1889; Танфильев, 1900; Вихляев, 1922; Сукачев, 1923; Докту-
ровский, 1922, 1935; Варлыгин, 1930; Тюремнов, 1940; Пичугин,
1937; Раковский, 1939; Кулаков, 1947; Кац, 1941; Пьявченко, 1955;
Семенский, 1966; Романов, 1953; Амаряи, 1969; Лиштван, Король,
1975; Чураев, 1961; и др.).

Характеристиками основных физических свойств торфа, опре-
деляющих протекание мерзлотных процессов и характер поведения
торфяных грунтов под нагрузкой, являются плотность, влагоем-
кость, степень разложения, зольность. Поэтому в обобщенном виде
рассмотрим сформировавшиеся на настоящий период представления
об указанных свойствах.

1.1. СОВРЕМЕННЫЕ ПРЕДСТАВЛЕНИЯ

ОБ ОСНОВНЫХ ФИЗИЧЕСКИХ СВОЙСТВАХ ТОРФА

Как показывают результаты исследований перечис-
ленных выше авторов весь комплекс физических свойств торфа опре-
деляется геоботаническим составом и генезисом. Согласно сформи-
ровавшейся генетической классификации [Пичугин, 1967] торфы
подразделяются на три типа: низинный, переходный, верховой
(табл. 1.1).

Низинные торфы характеризуются небольшой мощностью зале-
жи (до 40—50 см), в условиях которой растенпя-торфообразователп
не утрачивают связи с минеральным грунтом и получают питание
снизу через корневую систему. Из древесных пород растениями-
торфообразователями являются ольха, береза, ель, ива, из трав —
хвощи, папоротники, тростники, осоки, вахта, из мхов — зеленые
и лишь некоторые сфагновые.

С нарастанием торфяной залежи связь растительности с мине-
ральным грунтом прерывается, на поверхности торфяника меняются
растительные ассоциации: наряду с березой развиваются сосна,
вересковые кустарники; в травяном покрове — осока, пушица, сфаг-
новые мхи. Низинная торфяная залежь превращается в переходную,
а затем в верховую. Каждый тип торфа имеет различную степень
минерализации и следовательно, различную зольность. Наибольшей
зольностью обладает низинный торф, наименьшей — верховой.

В пределах каждого типа в зависимости от ботанического соста-
ва выделяются подтипы, группы и виды. Как видно из табл. 1.1,
виды торфа характеризуются определенной влажностью и степенью
разложения: от древесных торфов к моховым влажность возрастает,
а степень разложения снижается. Плотность частиц торфа р8 нахо-
дится в пределах от 1,4 до 1,65 г/см3. Она зависит от степени разло-
жения п зольности: с увеличением степени разложения плотность
уменьшается, с увеличением зольности — увеличивается [Ко-
стюк, 1967].

Плотность торфа обусловлена ботаническим составом, степенью
разложения, зольностью, влажностью. С увеличением степени раз-
ложения плотность торфа увеличивается. Основным фактором, опре-
деляющим колебания величины плотности торфа, является соотно-
шение воды и газов. Наибольший диапазон изменения плотности
наблюдается в зоне аэрации (от поверхности до глубины 25—40 см).
Генетическая классификация видов торфа (по Пичугину, 1907)

Подтипы и группы
юй I Лгсотопяной I Топяной

моховая Гппновый, сфаг- ИЛПМИ ППИП ТУПЫМ 1 1 ! 1 С гй 1 1 । Г Медиум-торф Т? <тт тг от" п ТТГ1 ТГ ппп_ -> 1 ховой, сфагновый, мочажинный с? о см
Гппновый, перех ПЫЙ Г.гКпГТТП'ПТ- ь Е С р
трапяно-мохопая с Й г с р с с С- с с с с ! с Е сфагновый, ни- зинный Осоково-сфагно- ПИТТ, ттппотпттпып С • ! а 'г с р новый, шейхце- рпево-сфагповый •*т“1 см СО

травяная й Т о д еГ с О § И Е X 5 вый, вахтовый, 3 3 о И р 3 и Э1 1 с пере- ходный, шейхце- рпевый, переход- ный > эр С с с и цериевый с» со
древесно-моховая | Древесно-гип- новый, древес- но-сфагновый, низинный Древесно- сфагновый, переходный с >€ с с р с 5 с С новый 00 со
древесно-травя- ная с Я с. а с Г С § древесно-осо- ковый 1 1 < г п : с 4 О Э^ 5 з < с <с й г с > 1 * Сосново-пуши- це’-’ып со 00
древесная ’з р с д е С розовый, ело- вый, сосно- вый, НИЗИН- НЫЙ. ивовый Древесный, ТТЛГ> Л V Л гтп т.ттг С 1< * 6 р с В с с 1 Э а э л а ОО см ПО
ншц имннненн иинКохойэц пояохйэд

% ‘ЧДЭОНЧИОЁ

Степень разло-
жения, %

и
Ниже уровня грунтовых вод, где объемное содержание газов не
превышает 2—9%, плотность меняется незначительно. Для верхо-
вых торфов ее значение близко к 1 г,'см3.

Главная особенность торфа — способность удерживать большой
объем влаги. Основной характеристикой водных свойств служит
полная влагоемкость, принимаемая равной влажности за счет макси-
мальной водоудерживающей способности торфа РТП. е- Этот показа-
тель определяется эксперпментэльно с помощью воронки Бюхнера
[Костюк, 1967]. При этом часть пор грунта остается незаполненной
водой, удаляющейся под действием гравитационных сил.

Максимальные значения естественной полной влагоемкости 1ЕП е,
по данным А. А. Гребенщиковой [1956], составляют 4000% для
неразложившегося медиум-торфа и 500% — для сильноразложивше-
гося. Кроме того, гидрологические условия торфяной залежи обычно
таковы, что она, как правило, всегда обводнена. Частиц торфа со-
держится в ней всего 5—14%, поэтому все виды торфов в естествен-
ном залегании характеризуются высокой влажностью. В целом водо-
поглощающая способность торфа зависит от геоботанического соста-
ва и степени разложения. С увеличением степени разложения ГГП е
уменьшается; при одинаковой степени разложения верховой торф
обладает большей влагоемкостыо по сравнению с низинным. Это
соотношение обусловлено влиянием характера связи воды с частица-
ми торфа, в зависимости от которого вода подразделяется на химиче-
ски, физико-механически, механически связанную и свободную [Ре-
биндер, 1936].

Химически связанная вода, взаимодействующая с сухим веще-
ством торфа, аналогична воде кристаллогидратов, она не удаляется
при нагревании до 100—150°С. Ее содержание в торфе составляет
несколько процентов.

Физико-механически связанная вода представляет собой слои
ориентированных молекул (равные примерно 50 молекулярным диа-
метрам) на границе с частицами твердой фазы торфа. Слои молекул
воды, которые непосредственно соприкасаются с поверхностью ча-
стиц, образуют адсорбированную воду. Эта вода наиболее прочно
связана с поверхностью твердой фазы и по физическим свойствам
отличается от обычной воды. Плотность ее 1,3—2,4 г/см3, темпера-
тура замерзания ниже 70°С. Она не является растворителем и по
своим физическим свойствам приближается к твердым веществам.

По мере удаления воды от границы с твердой фазой, ее плот-
ность убывает, и она находится в рыхлосвязанном, а затем свободном
состоянии. В ультрапорах и капиллярах содержится свободная
вода. Этот вид влаги в торфе преобладает и обусловливает величину
РЕп. е- Увеличение степени разложения приводит к разрушению замк-
нутых пор и капилляров, а следовательно, к удержанию меньшего
количества свободной воды; влагоемкость уменьшается. С другой
стороны, дробление частиц торфа при увеличении степени разложе-
ния приводит к увеличению их удельной поверхности — количество
связанной влаги возрастает. Так, по данным Н. В. Чураева [1961],
прп изменении степени разложения верхового торфа от 15 до 60%
12
влажность за счет адсорбированной воды в нем увеличилась с 40
до 70%. Но потери свободной воды в результате разрушения пор
и капилляров больше увеличения количества связанной влаги, что
и приводит к уменьшению полной влагоемкости с ростом степени
разложения.

Свободная вода в торфе наиболее подвижна и удаляется при
давлениях 0,01—0,15 МПа [Амарян, 1969], поэтому при механиче-
ском воздействии водные свойства торфа существенно меняются.
Как показали исследования [Амарян, 1969; Чураев, 1961], даже
при небольшом давлении влагосодержание торфа значительно умень-
шается. Так, в процессе сжатия под давлением 0,045 МПа влажность
осокового торфа уменьшилась от 430 до 125%, а медиум-торфа —
от 930 до 610%.

Процентное содержание продуктов распада растительных остат-
ков, утративших клеточное строение, характеризуется степенью раз-
ложения торфа Б. Она определяет структурные механические и вод-
ные свойства. Величина Б зависит от химического состава исходных
растений-торфообразователей, а также от влажностных и темпера-
турных условий в период торфообразования.

Нестойки к распаду целлюлоза, белки и лшнеральные соедине-
ния. Гуминовые кислоты, смолы, воск, наоборот, тормозят разложе-
ние. С увеличением водонасыщенности уменьшается содержание кис-
лорода, необходимого для жизнедеятельности бактерий, поэтому,
чем выше влажность поверхностного слоя торфяной залежи, тем
меньше его степень разложения. Решающее значение имеют также
климатические условия, сопутствующие процессу формирования дан-
ной торфяной залежи. При высоких температурах биологический
процесс протекает более энергично, что обусловливает высокую
степень разложения торфа. Наоборот, в условиях сурового климата
отлагается торф малой степени разложения.

При формировании торфяной залежи разложение растительных
остатков происходит интенсивно в поверхностном слое, куда доста-
точно свободно проникает кислород. Основная масса микроорганиз-
мов, разрушающих растительные остатки, сосредоточена на глубине
до 20—30 см. С глубиной микроорганизмов меньше. На больших
глубинах встречается небольшое количество анаэробных бактерий,
но их жизнедеятельность незначительна и не вызывает существенных
изменений в свойствах торфа [Пичугин, 1967].

Таким образом, основные физические свойства торфа, особенно
степень разложения, формируются в поверхностном слое залежи.
Указанное обстоятельство подтверждено многими исследователями.
Глубокие слои торфа могут иметь значительно меньшую степень
разложения, чем вышележащие, несмотря на то, что они являются
более древними и их возраст исчисляется тысячелетиями. Это обстоя-
тельство имеет важное практическое значение, в том числе и при
использовании торфяных грунтов в качестве оснований, указывая
на то, что за период эксплуатации зданий и сооружений степень
разложения торфа не увеличится и не вызовет дополнительных
деформаций.
Определение степени разложения сопряжено с трудностями,
так как представляет собой не элементарное, а сложное свойство,
включающее как количественные, так и качественные признаки
[Тюремнов, 1976].

Все разработанные методы оценки степени разложения не дают
достаточно точных результатов главным образом из-за того, что
не всегда соблюдается строгое соответствие между содержанием
гумуса и дисперсностью частиц. Установлена хорошая корреляцион-
ная связь между степенью разложения п полной влагоемкостью.
Выведенная нами зависимость Р = /(ИД е) по опытным данным, при-
веденным в работе М. А. Шапошникова [1977], пмеет вид

77 = 104 + ЬИД. е, (1.1)

где Р — степень разложения, %; Ъ — коэффициент, равный 7,5 и
9 соответственно для верхового и низинного торфа; 1УП е — полная
влагоемкость, определенная с помощью воронкп Бюхнера, в долях
единицы.

Если за исходный параметр влагоемкости принять значение
влажности при полном заполнении пор водой ИД, то Р можно рас-
считать по зависимости ИД = /(О), полученной Ф. Н. Коваленко
[Амарян, 1969],

ИД = 100(95-тР)/(5 + тР), (1.2)

где т — коэффициент соответственно равный 0,1 и 0,2 для верхового
и низинного торфа.

При технической оценке торфа принято оперировать катего-
риями степени разложения, согласно которым торф разделяется па
слаборазложившийся — Р < 20%; среднеразложившийся — 20 <
<77 <45%; снльноразложнвшийся — Р > 45%. Для слабораз-
ложившихся талых торфов характерно уплотнение под насыпью,
а при пригрузке средне- и спльноразложпвшпхся слоев возможны
выпоры массива торфа.

Несмотря на избыточную увлажненность, торфы содержат в се-
бе газы и пары воды. Таким образом, в талом состоянии они пред-
ставляют трехкомпонентную, а в мерзлом — четырехкомпонептпую
систему. Газы в торфе могут находиться в следующих состояниях:
а) свободном — сообщаются с атмосферой; б) сорбированном — за-
нимают часть порового пространства; в) защемленном — находятся
в полостях растительных остатков; г) растворенном — растворены в
жидкой фазе. В торфогенном слое, по данным К. Е. Иванова [1957],
газонасыщенность составляет около 40 %, но с глубиной она сущест-
венно падает, и ниже уровня грунтовых вод газосодержаиие дости-
гает 1—8% [Иванов, 1957; Амарян, 1969]. Почти все газы здесь на-
ходятся в сорбированном и защемленном состояниях и при уплотне-
нии отжимаются в крайне незначительных количествах. Низинный
торф обладает несколько меньшим газосодержанпем, чем верховой,
что связано с меньшим количеством волокнистой массы в нем и
агрессивностью высокодисперсных фракций. В целом содержание
защемленного воздуха в торфе обратно пропорционально степени
14
разложения и колеблется в пределах от 2 до 8%. Анализ данных
Л. С. Амаряна [1969] позволяет выразить пористость за счет пор,
заполненных газами п0, в водонасыщенном торфе в зависимости от
категории степени разложения в следующих пределах: слаборазло-
жившпйся — 6—8%, среднеразложпвшийся — 6—4% и сильно-
разложпвшийся — 4—2%.

Рассмотренные специфические особенности физических свойств
торфа определяют формирование физико-механических параметров
торфяных грунтов при промерзании — оттаивании.

1.2. СОСТОЯНИЕ ИССЛЕДОВАНИЙ

ФИЗИЧЕСКИХ И МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

Итак, физические и механические свойства торфа в
талом состоянии изучены достаточно подробно, детальное же изуче-
ние мерзлых торфяных грунтов начато сравнительно недавно. Полу-
ченные результаты позволяют сделать следующие выводы.

Органическое происхождение торфа обусловливает специфику
физико-механических свойств и делает их весьма отличными от та-
ковых для минеральных грунтов. Так, температура фазовых пере-
ходов влаги в торфе близка к О'С независимо от степени водонасыще-
пия, а количество пезамерзшей воды сильно зависит от начальной
влажности. Значительное влагосодержание, небольшая теплопровод-
ность торфа оказывают существенное влияние на интенсивность
фазовых переходов, температурный режим. Физика тепловых процес-
сов в торфе и грунтах, содержащих растительные остатки, всесторон-
не не выявлена, что затрудняет их количественную оценку и
прогноз.

Деформируемость и прочность мерзлых торфяных грунтов так-
же весьма отличны от минеральных. Большое льдосодержание, на-
личие незамерзшей воды, деформируемость частиц торфа обусловли-
вают более выраженное по сравнению с минеральными грунтами
проявление реологических свойств — способность развивать дефор-
мации ползучести и снижать во времени сопротивление нагрузкам.
Интенсивность деформаций мерзлых торфяных грунтов весьма зави-
сит от содержания растительных остатков, возрастая по мере увели-
чения заторфованности

Для спльнозаторфованных груптов и торфа деформации носят
вязкий характер с преобладанием стадии установившегося течения.
Таким образом, свойства мерзлого торфа приближаются к свойствам
чистого льда, однако частица торфа, оказывая армирующее воз-
действие, обусловливает и существенное отлпчие, позволяя рассмат-
ривать его как композиционный материал. Деформативные свойства
мерзлых заторфовапных грунтов при незначительной заторфовап-
ности приближаются по своему характеру к свойствам мерзлых ми-
неральных грунтов, но из-за большего содержания пезамерзшей
воды п наличия растительных остатков они проявляют пластические
свойства и даже прп низкой температуре ведут себя не как твердо-
мерзлые, а как пластнчно-мерзлые грунты.

Имеющиеся данные исследований не охватывают всего комплек-
са вопросов, связанных с оценкой характера деформируемости и
прочности мерзлых торфяных грунтов, особенно это относится к
методам прогноза длительных, сопоставимых со сроками службы зда-
ний и сооружений, деформаций и прочности мерзлых торфяных
грунтов.

В силу указанных выше особенностей к торфяным грунтам не
всегда применимы решения, разработанные для мерзлых минераль-
ных грунтов с одной стороны и льда — с другой. Поэтому необходи-
мо создание и развитие основ механики мерзлых торфяных грунтов
как самостоятельного направления в инженерном мерзлотоведении,
которое позволит решать проблемы строительного освоения затор-
фованпых территорий.

Г Л АВА

ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА

МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

2.1. СТРОИТЕЛЬНАЯ КЛАССИФИКАЦИЯ
II НОМЕНКЛАТУРА ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

На общую классификацию грунтов для целей строи-
тельства разработан ГОСТ 25100-82. Классификация объединяет все
горные породы и почвы, которые рассматриваются как многокомпо-
нентные системы, изменяющиеся во времени. Применена следующая
номенклатура: класс грунта, группа, подгруппа, тпп, вид, разновид-
ность. Указанные номенклатурные единицы определены генезисом
и постгенетическпми процессами, которые в свою очередь, форми-
руют структурные связи в грунтах — важнейший фактор, обуслов-
ливающий их свойства.

Торф и заторфованные грунты в общей классификации отнесены
к классу грунтов без жестких связей (нескальных), группе осадоч-
ных несцементированных и подгруппе биогенных (озерно-болотных,
аллювиально-болотных). Согласно определению, приведенному в
указанном ГОСТе, торф представляет собой органоминеральный
грунт, образовавшийся в результате естественного отмирания и не-
полного разложения болотных растений в условиях повышенной
влажности при недостатке кислорода и содержащий 50% и более
органических веществ. Заторфованные грунты — песчаные, пыле-
ватые и глинистые — содержат в своем составе от 10 до 50% (по мас-
се) органических веществ. Дальнейшее подразделение грунтов на
типы, виды и разновидности в системе, указывающей на их проч-
ностные и деформативные свойства, должно основываться на частных
классификациях.

Разработка таких классификаций торфяных грунтов связы-
валась прежде всего с целями дорожного строительства. За основной
классификационный признак принималось поведение торфа под на-
грузкой — сжимаемость пли выдавливание, что наилучшим образом
характеризует устойчивость оснований дорожных насыпей. При
этом в некоторых классификациях учитывается геоботаническая
основа торфа, физико-механические свойства [Кузнецова, 1936;
Ордуянц, 1946; Ткаченко, 1962; Фарнхэм, 1963; Евгеньев, 1968;
Казарновский, 1972; и др.]. Ряд авторов использовали дополнитель-
ные критерии условий рельефа, расчлененности торфяной залежи,
залегапия пластов.

Все дорожные классификации выделяют три строительных ти-
па болот. К первому относятся болота, сложенные торфами устойчи-
вой консистенции с несущей способностью не мепее 0,025 МПа. При
устройстве насыпи на таких болотах происходит лишь уплотнение.
Болота слабоустойчивой консистенции с несущей способностью
0,025—0,01 МПа отнесены ко второму типу. При возведении на них
насыпей возможна осадка и частичный выпор. К третьему типу отно-
сятся болота, сложенные торфами неустойчивой консистенции с не-
сущей способностью менее 0,01 МПа. При нагрузке наблюдается
выдавливание торфа пз-под насыпи.

При оценке торфяных грунтов как оснований необходимо выя-
вить не только поведение этих грунтов под нагрузкой, но и назначить
расчетные характеристики прочностных, деформативных и тепло-
физических свойств, поэтому указанные свойства также должны
быть в числе основных классификационных признаков. Самое су-
щественное влияние на них оказывает заторфованность. Если для
целей дорожного строительства минеральные заторфованные грун-
ты, как обладающие несущей способностью большей 0,025 МПа,
можно вообще не относить к болотным илп отнести к первому типу,
не разделяя их по заторфованностп, то для фундаментостроения зда-
ний и сооружений такая классификация будет неполной. Поэтому
все исследователи торфяных грунтов как оснований принимают за-
торфовапность основным классификационным показателем [Ва-
сильев, 1952; Казарновский, 1972; Ушкалов, Роман, 1970; Амарян,
1972; Коновалов, 1982; и др.].

Предлагаемые этими авторами классификации весьма близки,
меняются только пределы заторфованностп в выделенных видах за-
торфоваиных грунтов. В обобщенном виде они нашлп отражение в
нормативной номенклатуре грунтов, содержащих растительные
остатки.

Анализ опытных данных о физико-механических свойствах тор-
фяных грунтов показывает, что генетические типы торфа (низин-
ный, переходный, верховой), подтипы (лесной, топяной, лесотопя-
ной), не отмеченные в ГОСТе, а также содержание растительных
остатков в гораздо меньшем количестве, чем это указано в ГОСТе
для слабозаторфованных грунтов (Ляп < 0,1), оказывают весьма су-
щественное влияние на теплофизические, прочностные и деформатпв-
ные свойства грунтов в талом и мерзлом состоянии. Поэтому необхо-
димо дальнейшее совершенствование классификации торфяных
грунтов, объединяющей торф и минеральные грунты, содержащие
растительные остатки, в единую систему и в то же время разделяя
их на виды в зависимости от физико-механических свойств. С одной
стороны, физико-механические свойства торфа и минеральных грун-
тов с растительными остатками не меняются скачкообразно при
изменении факторов, их обусловливающих. Например, нет скачко-
образного уменьшения или увеличения прочности при изменении та-
кого основного показателя физических свойств как влажность, но
прослеживается общая тенденция к увеличению прочности мерзлых
торфяных грунтов при увеличении льдпстости от воздушно-сухого
состояния до полной влагоемкости. То же самое можно констатиро-
вать при изменении заторфовашюсти: ее увеличение приводит к
постепенному уменьшению прочности.

Таким образом, разделение грунтов на виды до некоторой сте-
пени условно, и всегда существуют переходы от одного вида к дру-
гому, какие бы классификационные показатели ни были приняты
за исходные. Тем не менее выбор исходных классификационных па-
раметров играет основную роль, так как именно они определяют,
насколько классификация является достоверной, полной и удобной.

Как отмечалось, основными физическими свойствами, обуслов-
ливающими прочностные, деформативные и теплофизпческие пара-
метры торфа, являются влажность, степень разложения, зольность;
заторфованных грунтов — влажность, заторфованность. В свою оче-
редь, влажность, степень разложения и зольность зависят от типа
торфа, его ботанического состава; в заторфованных минеральных
грунтах влажность обусловлена видом грунта и заторфованностью.

Итак, в конечном счете генезис грунтов определяет все их фи-
зико-механические свойства, и потому генетическая классификация
может быть положена в основу классификации строительной. Это
дает возможность наиболее полно с помощью природных признаков
объединить все разновидности торфяных грунтов и избавиться от
условностей при обозначении классификационных единиц.

Следует отметить, что генетический подход при изучении грун-
тов является методологической основой грунтоведения [Сергеев и
др., 1973]. Строительная классификация торфяных грунтов, в осно-
ву которой положены особенности происхождения, будет выраже-
нием такого подхода и позволит использовать ранее выработанное в
торфоведенпи деление торфов на виды, группы и типы, а также при-
нятое в строительных нормах и правилах деление минеральных
грунтов, содержащих минеральные остатки, на грунты с примесью
растительных остатков и заторфованные.

Все виды минеральных груптов, в которых количество расти-
тельных остатков таково, что оно существенным образом влияет
на физико-мехаппческпе свойства, а также все виды торфов целесо-
образно объединить в одну грунтовую категорию — торфяные грун-
ты. Такое объединение закономерно выразит зависимость фпзико-
1В
Номенклатура торфяных грунтов

Подтип Ра знови дность Вид
Грунты с расти- Песчаные Песок гравелистый
тельными °’03<Л,т^0Л крупный
остатками Заторфованные Глпнпстые 0,05 </от< 0,1 Песчаные средней крупности мелкий пылеватый Супесь Суглинок Глпна Ил Песок гравелистый
грунты 0,1</ото<0,5 крупный
Торф слабозаторфованные 0,1 </от< 0,25 среднезаторфованные 0,25 </ст< 0,4 спльнозаторфованные 0,4</От<0,5 Глпнпстые 0,1 </„„,< 0,5 слабозаторфованные 0,1 </От< 0,25 среднезаторфованные 0,25 </от< 0,4 спльнозаторфованные 0,4</От<0,5 Низинный слаборазложившийся ^,<20% среднеразложпвшийся 20<Р,(р<45% спльнораз ложившийся > 45% Переходный слаборазложившийся Л^2ОО/о среднеразложпвшийся 20<Рйр<45 сильноразложпвшийся > 45% Верховой слаборазложившийся Яйр<20% среднеразложпвшийся 20<Рйр<45 сильноразложпвшийся > 45о/о средней крупности мелкпй пылеватый Супесь Суглинок Глина Ил Лесной Лесотопяной Топяной
механических свойств от заторфованности. Согласно опытным дан-
ным содержание растительных остатков заметно сказывается на
изменении свойств грунтов в том случае, если оно превышает в пес-
чаном грунте 3%, в глинистом— 5% по отношению к массе мине-
ральной составляющей. Из указанного «нижнего» предела заторфо-
вапности и следует исходить при составлении классификации, отно-
ся грунты с 0,3 (0,5) .Лшг1 < 0,1 к виду «грунты с растительными
остатками». Когда же частиц торфа в минеральных грунтах больше
10%, последние следует отнести к заторфованным, а при 50% и бо-
лее — к торфам.

Свойства заторфоваппых грунтов и грунтов с растительными
остатками определяются их составляющими, в том числе и минераль-
ной. В связи с этим в классификации необходимо разделить грунты
по виду минеральной составляющей, как то принято в ГОСТе
25100-82.

Что же касается торфа, то основной единицей рассмотренной
выше генетической классификации является его вид (березовый,
еловый, осоковый, шейхцериевый и т. д.), характеризующийся отно-
сительной однородностью растительных остатков.

В природных условиях залежь торфа, как правило, никогда не
бывает однородной, а состоит из комплекса групп и видов. Кроме то-
го, анализ опытпых данных показывает, что прочностные свойства
различных видов и групп торфа, относящихся к каждому подтипу,
как в талом, так и в мерзлом состоянии меняются незначительно и
могут быть объединены средним значением прочности. Поэтому в
строительной классификации нет необходимости в громоздком раз-
делении торфа на группы и виды, а целесообразно принять за основ-
ную классификационную единицу подтип торфа.

С учетом вышеизложенного, в строительной классификации
торфы и грунты, содержащие растительные остатки, можно объеди-
нить в общую категорию — торфяные грунты. При этом выделяются
три основных вида торфяных грунтов: 1 — грунты с растительными
остатками, в которых органическая составляющая находится в пре-
делах от 3 до 10% в песчаных и от 5 до 10% в глинистых грунтах;
2 — заторфованные грунты, в которых количество органического
вещества составляет от 10 до 50%; 3 — торф, содержащий более 50%
органического вещества. Затем грунты с растительными остатками
и заторфованные подразделяются по виду минеральной составляю-
щей и ее гранулометрическому составу. В торфе выделяются типы —
низинный; переходный, верховой и подтипы При этом в номенкла-
туре торфяных грунтов (табл. 2.1) учитываются основные параметры
физических свойств — заторфованность /от, степень разложе-
ния Бар.

2.2. ЗАТОРФОВАННОСТЬ

Количество растительных остатков в заторфованных
грунтах является одним из основных параметров, определяющих их
физико-механические свойства в талом п мерзлом состоянии. Его
можно выразить заторфованпостью по массе /от п по объему /ор.
Большинство исследователей принимают в качестве характеристики
заторфованности величину <?, равную отношению массы торфа к
массе минеральной составляющей грунта и названную степенью
заторфованности.

Такое определение было введено в нормативные документы.
Однако практически оно не совсем удобно, так как обусловливает
изменение д от ноля до бесконечно больших значений при увеличе-
нии в грунте количества растительных остатков. Поэтому в ряде
работ, в том числе и наших [Ушкалов, Роман, 1970; Роман, 1981],
было предложено выражать заторфованпость как отношение массы
сухого торфа к массе всего сухого грунта (торфяных и минеральных
компонентов) в единице объема, что позволяет получать величину /от
в пределах от поля до 1. Такое определение величины заторфован-
ностп принято в ГОСТе 25100-82. Попутно следует отметить не сов-
сем точное название этой характеристики как в литературных
источниках, так и в ГОСТе — «степень заторфованности», так
как «степень» обычно выражается отношением текущих значений
какого-либо параметра к максимально возможному (например,
степень влажности — отношение влажности к полной влагоем-
кости). Очевидно, более точным будет название данной характери-
стики «заторфованпость», что и принято в настоящей работе.

В естественном залегании грунтовых пластов нередко встречает-
ся неравномерное распределение растительных остатков, которые
зачастую вкраплены отдельными включениями. В этом случае весьма
трудно достоверно определить и в качестве характеристики
заторфованности целесообразно брать отношение толщины слоя
органических включений к общей толщипе заторфованного слоя
грунта, которое легко определяется при геологических изысканиях.
Такое выражение заторфованности ./ор может быть названо объем-
ным так как величина Л)р будет равна отношению объема торфа к
объему всего заторфованного грунта.

Лабораторные методы определения заторфованности недоста-
точно точны: при выжигании растительных остатков затруднен учет
зольности, а отделение гумусированной части от минерального грун-
та не всегда возможно. В связи с этим иа основе анализа определе-
ний заторфованности нами сделана попытка разработать расчетный
способ ее нахождения по плотности частиц заторфованного грунта
р7, которая представляет собой сумму плотностей частиц литераль-
ной (рт) и органической (рр) составляющей, взятых в соотношении,
зависящем от заторфованности /от.

В том случае, когда .7от выражается как отношение массы тор-
фа к массе всего грунта в сухом состоянии, значение плотности час-
тиц заторфованного грунта в зависимости от .Гот,рт и Рг как суммар-
ная величина плотностей частиц компонентов будет иметь вид:

Р/ — Рт(1 *^отР//Рр) + «^ошРрРУРр- (2-1)

Из (2.1) легко получить значение /ОгЛ

от — Рр(Рт Р^РЛРт Рр)- (2-2)
Если за исходный параметр принять объемную заторфованность
«7ор, то зависимость плотности частиц заторфованного грунта рг от
плотностей частиц торфа рр, минерального компонента рт и затор-
фованности выразится в виде

~ 0 орРт ~1~ ор)Рр1 (2-3)

откуда

•Лэр = (рт Р/)'Рт Рр)- (2-4)

Как известно, в инженерных расчетах плотность частиц каж-
дой генетической разновидности грунта можно считать величиной
постоянной и равной для песка — 2,65, глины — 2,74, супесей и
суглинков — 2,7 [Ушкалов, 1962], торфов — 1,5 г/см3. Подставив
эти значения плотности частиц минерального компонента грунта и
торфа в (2.2) и (2.4), получим уравнение для расчета .70ГП и .7ор:

/от = А/р,-В, (2.5)

/0Р = С - Бр,. (2.6)

где А, В, С, Б — коэффициенты, зависящие от вида заторфованного
грунта (соответственно равны: для заторфованного песчаного грунта
3,46; 1,3; 2,3; 0,86; для заторфованного глинистого грунта 3,26;
1,19; 2,2; 0,8).

Считаем целесообразным при пересмотре нормативных докумен-
тов в качестве характеристики заторфоваиностп принять величину
^от, которая связана со степенью заторфованности д соотношением
/от = 2,39(Р/- 1,5)Р/. (2.7)

Уравнение (2.7) получено из условия определения /от и у с подста-
новкой значений плотности частиц торфа и минеральных грунтов.

2.3. РАВНОВЕСНАЯ ТЕМПЕРАТУРА

ФАЗОВЫХ ПЕРЕХОДОВ ВЛАГИ

Как известно, температура начала замерзания грунто-
вой влаги ©п3 является температурой, при которой начинается
упрочнение грунта за счет цементации льдом его частиц. Значение
6ц.з играет большую роль при теплофизических расчетах мерзлых
грунтовых оснований, а также при оценке их несущей способности.
Однако опытных данных о величине ©н3 для торфяных грунтов весь-
ма мало, не выявлено влияние основных факторов, определяющих
©н.з- С целью восполнения этого пробела нами проведен ряд экспе-
риментальных исследований, результаты которых приводятся ниже.

Уже было указано, что значительное количество воды в торфе
находится в свободном состоянии, т. е. не связано с частицами
электромолекулярными силами. Основными факторами, влияющими
на температуру начала замерзания такого вида влаги, является
содержание солей, кпслот и щелочей в грунтовом растворе.
Анализ литературных данных [Пичугпн, 1967] позволяет выя-
вить, что солевая, кислотная и щелочная концентрация грунтового
раствора в торфе зависит от его типа. Низинный тип содержит со-
лей от 200 мг/л до 1 г/л. Реакция среды в нем нейтральная пли сла-
бокислая, редко — слабощелочная (рН = 5,5—7). Переходный тип,
имея более ослабленное минеральное питание, содержит солей в
растворе в пределах 70—180 мг/л, реакция раствора слабокислая
(рН = 4,5—5,5). Верховой тип торфов образуется пз растительных
группировок, наименее требовательных к минеральному питанию.
Концентрация солей в грунтовом растворе находится в пределах
40—70 мг/л, реакция среды кислая (рН = 3). В грунтовом растворе
торфов преобладают соли кальция, магния и гидрокарбонаты. Со-
став этих солей тесно связан с типом торфонакопленпя. Среднее со-
держание иона кальция возрастает с 8 мг/л — в верховых отложе-
ниях, до 70 мг/л — в низинных. Ион магния и гидрокарбонатный
дают соответственно ряды от 4 до 13 и от 35 до 300 мг л.

Установлено [Коновалов п др., 1975] существование обгцей
для растворов любого состава зависимости относительных темпера-
тур замерзания 0Н.3/0Э от относительной концентрации раствора
р/рэ (03 и рэ — соответственно температура и концентрация эвтек-
тики). Выявлено также, что влияние всех растворенных солей про-
является аддитивно.

Если принять, что в торфе находится только соль СаС1.2, имею-
щая наиболее низкую температуру эвтектической смеси (0Э ==
= —55СС), и следовательно, наиболее пз всех возможных солей по-
нижающая температуру начала замерзания грунтового раствора,
то даже при максимальной для торфа концентрации (1 г л) расчет-
ное значение 0И.3 такого раствора составляет всего —0,1 С. С целью
экспериментальной проверки столь незначительного влияния естест-
венного содержания солей, кислот и щелочей на 0Н,3 торфяных
грунтов нами выполнялись следующие опыты. Слаборазложившийся
верховой торф укладывался в воронку с перфорированным дном и
промывался дистиллированной водой до тех пор, пока она не сте-
кала совсем осветленной. Промытый таким образом и высушенный
до воздушпо-сухого состояния грунт разделялся на пять частей
(табл. 2.2). Влажность всех частей задавалась одинаковой и равной
в пределах 660—700%. Затем в холодильной камере при температу-
ре —8 С с помощью термометра Бекмана определялась температура
начала замерзания грунтовой влаги по методике, предложеппой
А. П. Боженовой [1954]. Анализ опытных данных (см. табл. 2.2)
показывает, что кислоты, щелочи и соли даже в максимальных ко-
личествах, характерных для естественной концентрации грунтового
раствора в торфе, незначительно понижают температуру начала за-
мерзания грунтовой влаги. Их влияние на 0н 3 может быть оценено
аддитивно.

Проведена серия аналогичных опытов при отжатии влаги.

Опыты с образцами торфа ненарушенной структуры и естествен-
ной влажности подтверждают эти выводы: значение 0Н 3 грунтовой
влаги неизменно находилось в пределах —0,14—0,2°С.
Таблица 2.2

Результаты опытов по выявлению влияния солей, кислот и щелочей
на 0н.з грунтовой влаги в торфе (среднее из 3—4-кратного определения)

Характер увлажнения образцов УУ ®Н.З»
Дистиллированная вода 6,6 —0,10
Раствор кислоты Н28О4 (рН = 3,03) 7,0 —0,12
Раствор щелочи К а ОН (рН = 8,36) 6,7 —0,11
Раствор соли СаС1 (концентрация 1 г/л) Сложный раствор, содержащий кислоту (рН = 3), 6,9 —0,15
щелочь Л!а()Н (рН = 8), соль СаС1, (концентра- ция 1 г/л) 7,0 —0,32

Выполнены также исследования по выявлению влияния па 0Н 3
электромолекулярных сил взаимодействия между частицами торфа
и водой. С этой целью определялась 0Н,3 для одних и тех же образ-
цов, но имеющих различную влажность. Промытый дистиллирован-
ной водой торф увлажнялся также дистиллированной водой до влаж-
ности, равной полной влагоемкостп. После определения 0В 3 обра-
зец высушивался до заданной влажности при комнатной темпера-
туре, и опыт повторялся. Полученные данные (табл. 2.3) показывают,
что уменьшение влажности до значений, при которых, каза-
лось бы, вся влага должна находиться в связанном состоянии, не
приводит к значительному понижению 0„.3. Это, по-впдимому,
обусловлено структурной особенностью торфа как грунта, содер-
жащего растительные остатки, в которых сохраняются ненарушен-
ные клетки, что является причиной высокой пористости. Величина
коэффициента пористости для торфа на порядок выше, чем, напри-
мер, для глинистых грунтов. Увеличение пористости в торфе по
сравненпю с минеральными грунтами связано с увеличением не ко-
личества пор, а главным образом их размеров. Так, по данным
Л. С. Амаряна [1969], поры внутриклеточных полостей в торфе
составляют более 0,01 мм, а размеры пор в глинистых грунтах не
превышают 0.005 мм [Лысенко, 1972].

Клетки обладают способностью всасывать воду под действием
осмотических сил [Рубин, 1976]. Благодаря большому объему
Таблица 2.3

Влияние влажности торфа на 0и.з

Характеристика образцов IV ®н.з>
Слаборазложпвшийся верховой торф 7,30 —0,14
(уменьшение влажности достигалось высушпва- 5,90 —0,16
нпем) 3,27 —0,25
1,64 —0,35
Среднеразложпвшпйся верховой торф 3,5 —0,13
То же, давление 0,3 МПа 1,72 —0,20
То же, давление 0,6 МПа 0,90 —0,40
Рис. 2.1. Схема взаимодей-
ствия воды с частицами торфа.
1 — связанная вода, 2 — свобод-
ная.

внутриклеточного пространства, часть этой влаги не попадает в
поле электромолекулярного притяжения и под действием сил
тяжести заполняет нижнюю часть поры, оставаясь в свободном
состоянии (рис. 2.1). Такой механизм взаимодействия воды с частица-
ми торфа позволяет объяснить высокие температуры начала замер-
зания при малых влажностях. Отмеченное незначительное пониже-
ние вн.3 в торфе при уменьшении влажности, очевидно, вызвано
увеличением концентрации порового раствора, которое наблюдается
при уменьшении влажности, так как одна и та же масса солей раст-
воряется в меньшем объеме воды.

Анализ опытных данных позволил выявить общую для всех ви-
дов торфов зависимость отношения Он,3 при любом значении на-
чальной влажности IV и вн.8.п — при влажности, равной полной
влагоемкостп 1УП, от степени влажности И7ЖП (рис. 2.2). Как
можно видеть, в данном случае зависимость между влажностью
и температурой начала замерзания отображается единой обобщен-
ной прямой, если рассматривать не абсолютные, а относительные
значения этих величин 1У/1Уп — ©п.з/®н.з.п- Уравнение этой пря-
мой имеет вид

6н.з.п/©н.з = 0,8И7Жп + 0,2. (2.8)

В результате обобщения опытных данных получены следующие
средние значения 0н.з.п: верховой слаборазложпвшпйся торф —
0,05, среднеразложившийся — 0,07, сильпоразложпвшийся — 0,10;
низинный слаборазложпвшпйся — 0,12, среднеразложившийся —
0,15, сильноразложившийся — 0,20. Используя уравнение (2.8),

Рис. 2.2. Зависимость отношения темпера-
туры начала замерзания грунтовой влаги
в торфе при влажности, равной полной
влагоемкостп 0Н к температуре начала
замерзания при любом значении началь-
ной влажности 0Н 3 от степени влажности
жс/^п.

1 — по нашим данным; 2 — по данным Р. И. Гав-
рильева и С. В. Елисеева [1970]; 3 — по данным
А. В. Конюхова [1975].
а

8°С

Рис. 2.3. Изменение температуры заторфованных глинистых грун-
тов (а — /от = 0,2; б — /от = 0,4) в процессе промерзания.
Температура окружающей среды: 1 — в = •—5,8'С; 2 — в = —6,4°С; 3 —
в = —8°С; 4 — О = —9,8°С.

можно легко рассчитать 0Н,3 для торфа:

Р ®н.з.п

н 3 — 0,8И/с/И-'п + 0,2-

(2-9)

Экспериментально выявлялось влияние заторфовапности на 0н3.
В качестве примера рассмотрим полученные результаты для затор -
фованпого глинистого грунта (рис. 2.3). Физические свойства образ-
цов следующие:

*^от_ =0,2 •^от~ 0-4
р0, г/см3 1,64 1,52
Ра. г/см3 1,14 0,97
р, г/см3 2,34 2,03
«'с 0,42 0,56
0,46 0,54
Как видно из графиков, величина заторфованностп сама по себе не
может быть принята в качестве исходного параметра при оценке
величины 0Н,3. Если взять за основу описанную выше схему взаи-
модействия воды с частицами торфа, то наличие растительных
остатков при малых влажностях должно уменьшить влияние элект-
ромолекулярных сил на 0Н,3.

К факторам, влияющим на температуру начала замерзания
грунтовой влаги, следует отнести также внешнее давление. Оценка
такого влияния для торфа представляет практический интерес, так
как торфяные слои при инженерной подготовке зачастую уплот-
няются и затем промерзают в уплотненном состоянии. Зависимость
0Н 3 от давления практически не исследована. Очевидно, косвенно
ее можно оценить, использовав эмпирическое уравнение Бриджме-
на — Таммана для температуры таяппя льда [Цытовпч, 1973],

-р = 0,1 + 12,7|0| — О,152|02|, (2.10)

где р — давление, МПа; |0| — абсолютное значение величины отри-
цательной температуры. Расчет по приведенной формуле показы-
вает, что при р = 0,22 МПа 0Н,3 = —0,01 С; при р = 1,37 МПа
0Н 3 = —0,1 С. Таким образом, приращение давления на 1,15 МПа
хотя и понижает температуру начала замерзания воды на порядок,
но это понижение не превышает точности замера температуры при
инженерных изысканиях.

Полученные расчетом данные подтверждены экспериментально.
Образцы заторфованной супеси ненарушенной структуры отбира-
лись с помощью колец, затем переносились в цилиндр (с/ = 105 мм,
к = 50 мм) специально скопструированного прибора. Дном прибора
служила металлическая пластина. В стенке цилиндра предусматри-
валось отверствпе для термометра, отделанное резиновой обоймой.
Применялись ртутные лабораторные термометры с ценой деления
0,1°С, установленные горизонтально. Параллельно испытывались
два образца-близнеца. Один — без нагрузки, другой — под давле-
нием 0,5 МПа. Для передачи давления использовался штамп с
перфорированным дном, загружаемый через рычажную систему. Уста-
новка термометра осуществлялась после приложения давления.
Замеры температуры производились в диапазоне от -|-3 до —3°С, при-
чем при установлении в образце температуры близкой к 0°С показа-
ния снимались через каждую минуту. Физические свойства испы-
танных образцов следующие:

р0, г/см3
рй, г/см3
р, г/см3
ФС

0н.з. °С

Нагрузка Р , МПа
0,0 0.5
1,17 1,49
0,66 1,07
2,04 2,04
77,90 38,48

±0,0 ±0,0

Как видно из опытных данных, замерзание грунтов под давлением
не приводит к заметному понижению 0Н3.
Рис. 2.4. Изменение темпера-
туры в процессе промерзания
и оттаивания заторфованных
глинистых грунтов.

I = 0,2; 2 = 0,4.

Следует отметить, что
уравнение Бриджмена —
Таммана справедливо для
случая, когда давление

передается непосредственно на воду, что может быть достигнуто
лишь при замерзании воды в жестком закрытом сосуде, в который
сверху входит загрузочный штамп.

В естественных условиях при уплотнении грунтов происходит

отжатие влаги, в процессе которого поровое давление стремится
к нолю. Поэтому пригрузка, которая не отжимает всю свободную
воду, существенного влияния на 0Н.3 не оказывает, по за счет отжа-
тия влаги период промерзания грунта сокращается, поскольку об-
щее влагосодержаппе уменьшается и, следовательно, сокращаются
затраты тепла на фазовые переходы.

Таким образом, прогпоз скорости промерзания может быть
выполнен только с учетом динамики изменения влажности и объем-
ной массы скелета грунта при уплотнении. Понижение температуры
охлаждения приводит к сокращению периода кристаллизации, но
0ц.з практически не меняется.

При оттаивании свободной влаги также существует период вре-
мени, в течение которого температура сохраняется равновесной
(рис. 2.4). Эту температуру можно характеризовать как соответст-
вующую концу оттаивания (0К.О). Значение 0К.О практически сов-
падает с 0н3. Такой выход согласуется с данными исследований
А. А. Коновалова [1975], установившего независимость влажности
за счет незамерзшей воды от направления теплового процесса. Отсю-
да следует, что значения обеих равновесных температур фазовых
превращений 0Н З и 0К.О для каждого образца грунта должны быть
одинаковыми.

Таким образом, особенности клеточного строения торфяных
частиц, обусловливающие наличие свободной воды даже при влаж-
ности меньшей полной влагоемкости, весьма незначительная кон-
центрация солей, кислот и щелочей в поровом растворе приводят к
тому, что 0113 в торфе близка к 0°С (—0,14 0,2°С). Так как 0НЗ
песчаных грунтов также близка к 0°С, то наличие в них раститель-
ных остатков не приведет к существенному изменению 0„.3.

В глинистых грунтах заторфованность, увеличивая общую вла-
гоемкость, способствует уменьшению влияния электромолекулярных
сил взаимодействия между грунтовой влагой, частицами грунта и
попами элементов, растворенных в грунтовой воде. Поэтому содер-
жание торфяных частиц в глинистых и любых засоленных грунтах
приведет к повышению температуры начала замерзания грунтовой

влаги.
2.4. ВОДНЫЕ СВОЙСТВА ПРОМЕРЗАЮЩИХ
И ОТТАИВАЮЩИХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

2.4.1. Влияние циклов
промерзания — оттаивания на влагоемкость

Поскольку торфяные грунты залегают часто в преде-
лах слоя сезонного оттаивания — промерзания, представляет инте-
рес выявить влияние этих процессов на водоудерживающую способ-
ность. С этой целью нами были выполнены опыты по определению
влагоемкости торфа после нескольких циклов промерзания — от-

таивания.

Верховой осоково-гппновый торф со степенью разложения 10%
(г. Нерюнгри, Южная Якутия) в воздушно-сухом состоянии про-
сеивался через сито (с1 — 2 мм), замачивался водой, выдерживался
48 ч, затем укладывался в 10 емкостей (с1 = 80 мм) с перфорирован-
ным дпом, покрытым фильтром. В течение 48 ч обеспечивалась воз-
можность стока свободной воды. После этого в образце 1 определя-
лась влажность, образцы 2—10 подвергались попеременному про-
мерзанию — оттаиванию, при этом образец 2 подвергался 5 циклам
промерзания — оттаивания, 3 — 10 циклам и т. д., образец 10 —
45 циклам. После окончания намеченного количества циклов про-
мерзания — оттаивания для каждого образца определялась влаго-
емкость таким же образом, как для образца 1: оттаянный грунт за-
ливался водой, которая стекала через перфорированное дно емкости
в течение 48 ч, затем отбиралась проба на влажность. Результаты
опытов показали, что влагоемкость торфа уменьшается при увели-

чении количества циклов промерзания —
оттаиваипя (рис. 2.5). Это, очевидно, выз-
вано разрушением замкнутых клеток и
капилляров, содержащих свободную воду.

Рис. 2.5. Зависимость полной влагоемкостп е
верхового осоково-гиппового торфа со степенью
разложения Б, равной 10%, от количества цик-
лов промерзания — оттаивания п.

2.4.2. Фазовый состав влаги

Безусловно, самые существенные изменения водных
свойств торфяных грунтов при промерзании — оттаивании связаны
с фазовыми превращениями влаги и определяемым ими количествен-
ным содержанием льда и незамерзшей воды.

Для минеральных грунтов этот вопрос исследован довольно
подробно. Получены зависимости влажности за счет незамерзшей во-
ды И% от основного определяющего фактора — температуры. Влия-
ние начального влагосодержапия минеральных грунтов на И% не-
значительно, но все же отмечается рядок зарубежных авторов (см.
Рис. 2.6. Зависимость влажности за счет не-
замерзшей воды И'п от температуры для вер-
хового слаборазложпвшегося торфа при раз-
личной начальной влажности 1УС.

1 — И'с = 50%, ен 3 = —0,40; 2 — ХУС = 50%,

0н.з=—0.34; 3—Чгс = 400%; ен 3 = —0,14;

4 —1Ус = 700%; енз = —0,12.

[Вялов и др., 1969]). Исследованиями
советских авторов подчеркивается, что
в глинистых грунтах это влияние нахо-
дится в пределах точности калоримет-
рических опытов, в связи с чем прак-
тически не учитывается [Нерсесова,
1954; Вотяков, 1975]. Таким образом,

па графике зависимости =/& каждое значение отрицательной тем-
пературы 0г является температурой начала замерзания грунтовой
влаги при влажности грунта И7,-. Используя указанную зависимость,

ряд исследователей предложили определять 1ИН по температуре на-
чала замерзания, зафиксированной при различных значениях влаж-
ности грунта [Иванов и др., 1966; Коновалов, Наумова, 1976].

Для торфа, по данным И. И. Лиштвана, Г. П. Бровки,
П. Н. Давидовского [1979], «исходное влагосодержание практически
не оказывает влияния на количество пезамерзшей воды». Однако
исследованиями Р. И. Гаврпльева, С. В. Елисеева [1970], А. В. Ко-
пюхова [1975], а также нашими опытами показано, что инвариант-
ность 1ЕН по отношению к начальному влагосодержанпю не соблю-

дается: с уменьшением влажности количество незамерзшей воды при
одной и той же температуре уменьшается.

Мы провели калориметрические испытания на образцах верхо-
вого слаборазложпвшегося торфа (рис. 2.6). Максимальная влаж-
ность достигалась водонасыщепием грунтов в течение 48 ч. Затем
после определения ИД для всего диапазона температур образцы в
открытых бюксах высушивались до заданной влажности при ком-
натной температуре. Для равномерного распределения влаги после
высушивания грунта бюксы герметично закрывались и выдержива-
лись в течение 10 ч в сушильном шкафу при температуре + 100°С,
затем двое суток — при комнатной температуре, после этого замора-
живались. Опыты выполнены с 2- и 3-кратной повторяемостью. Для
этих же образцов определена температура начала замерзания грун-

товой влаги. = 1,56 г/см3): Физические р0, г/см3 свойства И'с образцов следующие ®Н.З’ ® (Р =
0,35 0,50 —0,40
0,56 1,0 -0,34
0,98 4,0 —0,14
1,07 7,0 —0,12

Объяспение полученным результатам, по-видимому, следует
искать в особенностях взаимодействия влаги с частицами торфа как
30
породы органического происхождения. В указанных выше работах
испытываемые образцы торфа диспергировались в шнековом меха-
низме, что приводило к разрушению клеточного строения. Очевид-
но, при увлажнении размельченного торфа вода в свободном состоя-
нии не содержится до тех пор, пока не образуется максимально воз-
можное количество связанной воды, и до тех пор, пока влажность
меньше максимально возможного количества прочно связанной во-
ды, вся влага при отрицательной температуре остается незамерзшей.
В испытанных нами образцах клеточное строение торфа сохранялось.
Как было показано нами выше, благодаря большому объему внутри-
клеточного пространства только часть влаги, попавшей внутрь поры
под действием сил всасывания, электроосмотических сил и других
механизмов передвижения, попадает в поле электромолекулярного
притяжения оболочки поры. Некоторое же количество воды остает-
ся в свободном состоянии даже при незначительном увлажнении.
Связываются только слои воды, непосредственно соприкасающиеся
с оболочкой. По мере увеличения влажности увеличивается и сте-
пень заполнения пор водой, а следовательно, увеличивается и пло-
щадь слоя воды, смачивающего оболочку, т. е. связанного слоя во-
ды. Это, в свою очередь, увеличивает 1УН при прочих равных
условиях.

Таким образом, в торфе, сохранившем клеточное строение,
увлажнение приводит к одновременному образованию как свобод-
ной, так и связанной воды вплоть до полного заполнения пор и до
того момента, пока вся поверхность частиц не покроется слоем свя-
занной влаги. Следовательно, начальное влагосодержанне будет
влиять на РУН от начала увлажнения до полного заполнения
пор водой.

Влияние степени разложения на величину 1УН обусловлено
изменением удельпой поверхности. Как известно, увеличение сте-
пени разложения характеризуется дроблением торфяного субстрата,
что связано с разрушением «внутренних», т. е. замкнутых пор. Это
приводит к увеличению площади удельной поверхности частиц (5'п).
т'ак. по данным Н. С. Костюка [1967], с увеличением степени разло-
I „епия от 5 до 50% удельная поверхность верхового торфа изме-
няется соответственно от 15 до 50 тыс. см3/г. Данные А. В. Коню-
хова [1975] по определению РКН в торфе ненарушеппого сложения
различной степени разложения показывают, что при понижении
температуры ниже температуры интенсивных фазовых переходов
влаги (—6°С) торфу с меньшей степенью разложения (т. е. с мень-
шей удельной поверхностью) соответствует и меньшее значение РКН.

Практический интерес представляет обобщение данных, выра-
жающих зависимость Жн от начальной влажности, степени разло-
жения и температуры, которое позволило бы получить расчетный
способ нахождения 1УН. Анализ опытных данных (как наших, так и
других исследователей) показывает, что зависимость 1ИН = /(©),
полученная для торфов одинакового ботанического состава с раз-
личной начальной влажностью и для торфов различной степени раз-
ложения с влажностью, близкой к полной влагоемкостп, может быть
Рис. 2.7. Зависимость отноше-
ния - РИП/ П'с от отношения
©0„
11-О. 11 1т-о

Торф: 1—среднеразложившийся
лесотопяной (по данным автора);
2 — сильноразложившийся (по

данным А. В. Конюхова [1975]);
з — слаборазложившийся (по

данным Р. И. Гаврильева и
С. В. Елисеева [1970]).

отображена единой кривой (рис. 2.7), если эту зависимость пред-
ставить в обобщенной форме:

^н-жп/жс = /(е-ен.з.п/©н.з), (2.11)

где 17н — влажность за счет незамерзшей воды при температуре 6;
IV,, — полная влагоемкость; 1РС — начальная суммарная влажность
образца; в„.3.п — температура начала замерзания грунтовой влаги
при влажности, равной полной влагоемкости; в„,3 — температура
начала замерзания грунтовой влаги при начальной влажности
грунта РУС.

Так как ТУП находится в корреляционной связи со степенью раз-
ложения и следовательно, с дисперсностью, то множитель 1РП/1РС
учитывает влияние на Жн этих свойств и начальной влажности.
Отношение <Эн.3.п/®н.з обусловливает зависимость равновесного со-
стояния влаги от температуры.

Сравнение полученной нами зависимости (см. рис. 2.7) с опыт-
ными данными других авторов затруднено в связи с тем, что во встре-
ченных нами работах отсутствует полный комплекс входящих в нее
параметров, определенных экспериментально.

Так, в работе А. В. Конюхова [1975] не приводятся значения
<Э„.3, а в работе Р. II. Гаврильева, С. В. Елисеева [1970] отсутствует
величина полной влагоемкости. Но если принять наиболее вероят-
ные значения 0П 3 и IV,, для испытанных образцов, то зависимость
1КН-И^/ГРс —> 0-0н.з.и/Он.Е, по данным указанных авторов, также
справедлива (см. рис. 2.7).

Справедливость этой зависимости для торфа ограничивается
пределами коэффициента водонасыщения ЖС/1РП от 0 до 0,8. При
большем значении 1-1/с/И/п количество связанной воды в торфе
остается практически постоянным, силы ее связи с частицами торфа
одни и те же, поэтому ГЕН перестает зависеть от начальной влаж-
ности, и для каждого вида торфяного грунта функцию Жн= /(0)
можно выразить одной кривой, представив ее уравнение в виде
[Коновалов, Роман, 1973]

1РН=Я/1Л|Ж (2-12)

где П — параметр, средняя величина которого для торфа равна
1,6, для песчаных заторфованных грунтов — 1,67 .70т —0,1, для
глинистых заторфованных грунтов — 1,6 ^от', |0| — абсолютное
значение температуры (0Н.3 < 0 < —20 С). Значение Ну,, вычис-
ленное но формуле (2.12), отличается от определенного калориметри-
ческим способом не более, чем на 15% (см. рис. 2.7).

Несмотря па простоту выражения (2.12), оно не совсем удобно
для определения 1УН, так как для каждой разновидности торфяных
грунтов необходимо находить параметр /Л В связп с этим нами пред-
принята попытка получить общее выражение связп содержания
незамерзшей воды и температуры независимо от вида групта.

Более полное обобщение (совмещение) кривых незамерзшей во-
ды для всех видов торфяных грунтов основано на сокращении числа
переменных и диапазона их изменения путем объединения в безраз-
мерные комплексные величины. Аналогичное обобщение было вы-
полнено 11. В. Бойко [1972], применившим к поровому грунтовому
раствору количественные закономерности, установленные в хими-
ческой термодинамике для истинных растворов. При этом в качест-

ве относительной влажности (кон-
центрации) он принял отношение
максимальной молекулярной влаго-
емкостн к влажности за счет неза-
мерзшей воды, в качестве относи-
тельной температуры — отношение
текущей температуры к температуре
грунта «в градусах стопроцентной
шкалы при влагосодержапии, отве-
чающем половине полной молекуляр-
ной влагоемкости».

Некоторое неудобство практичес-
кого использования рассмотренной
методики вызвано трудностью опре-
деления величины полной молеку-
лярной влагоемкости и температуры
начала замерзания грунта, имеюще-
го влажность, равную половине мо-
лекулярной влагоемкости.

\пализ кривых 11% = /(0) для
торфяных л минеральных грунтов
показывает (рис. 2.8), что при обоб-
щении 11% /(0) влажность за счет

не 1ам< рзшей воды удобно выражать
в долях от полной влагоемкости
(11%/И „), которой на кривой 11% =

/(<)) соответствует максимальная

/’»<•. У.А'. Зависимость влажности за счет
яг «амер 1П11.1 воды от температуры в пес-
чаных («) к глинистых заторфованных (б)
грунтах, имеющих влажность, близкую к
полной влагоемкости. Цифры у крп-
вых- 'от-

3 Л. Т. Роман

33
температура. Относительную температуру грунта выразим в виде
Т = 0/0п,3. Выбор этой величины в качестве обобщенной переменной
позволяет совместить начало и конец шкалы изменения температу-
ры замерзания для всех грунтовых разновидностей (при Т = 1
РГН/Ж„ = 1; при Т оо IV,,/РИ„ = 0).

Обобщение указанным способом показало его справедливость
не только для торфяных, но и для минеральных грунтов [Конова-
лов, Роман, 19721. На рис. 2.9 в системе координат — Т

приведены полученные нами результаты экспериментального опреде-
ления влажности за счет незамерзшей воды для торфяных грунтов,
а также для минеральных грунтов, заимствованные из литератур-
ных источников. Относительная температура на графике равна У =
= О,1О/0Н,3. Кривая на рис. 2.9 построена по эмпирической формуле
1УН/1УП = 1 — 1п [Т/@,72Т + 0,53) + 1]. (2.13)

Максимальный разброс опытных точек по обе стороны от расчетной
кривой не превышает 15%. Формула (2.13) применима при 0.1 <
< Т < 100, т. е. практически во всем диапазоне реально возмож-
ных температур грунтов.

Так как равновесные температуры фазовых переходов влаги
(промерзание или оттаивание) одинаковы, то связь между 1УН/ 1Р„
и Т практически можно считать однозначной для всех разновид-
ностей грунтов и независимой от направленности теплового процес-
са. Уравнение (2.13) можно рекомендовать для определения 1УН в
торфе и заторфованных грунтах при влажности, близкой к полной
влагоемкостп.

2.4.3. Водоудерживающая способность торфа
при оттаивании и уплотнении

Пригрузка торфа слоем минерального грунта при
инженерной подготовке приводит к его уплотнению и отжатию вла-
ги. Формирование его прочности при последующем промерзании в
Таблица 2.4

Изменение физических свойств верхового пушицево-сфагнового торфа при
уплотнении

Характеристика торфа Физические свойства Давление, МПа
0 0.025 0,05 0,1 0.1 0,2
П = 10%; рг = 1,56 г/см3 I серия Влажность IV Плотность р, г/см3 Плотность грунта в сухом состоянии рй, г/см3 Коэффициент пори- стости е 6.51 0.93 0,12 12,0 3,52 0,94 0,20 6,80 2,88 0,97 0,25 5,25 2,77 1,00 0,27 4,80 2,50 1,01 0,28 4,58 2,44 1,03 0,30 4,0
Б = 32%; рг = 1,58 г/см3 II серия Влажность IV Плотность р, г/см3 Плотность грунта в сухом состоянии рй, г/см3 Коэффициент пори- стости е 4.01 1,04 0,21 6,53 2.81 1,00 0,26 5,08 2,30 1,05 0,30 4,28 2,42 1,01 0,30 4,28 1,88 1,06 0,38 3,16 1,55 1,10 0,43 2,68

значительной мере будет зависеть от водоудерживающей способности
в уплотненном состоянии.

С целью выявления закономерностей водоотдачи торфа под
давлением нами испытаны две серии образцов (по 5 образцов в каж-
дой) пушицево-сфагнового верхового торфа ненарушенной структу-
ры (табл. 2.4). Грунт помещался в одометры с перфорированным
дном и штампом и загружался постоянной нагрузкой. В процессе
уплотнения торф находился во влажной среде. Вода, окружающая
образец, после стабилизации осадки удалялась, производилась раз-
грузка. Определялась влажность. Все физические параметры осред-
нялись пз двукратного определения.

Как видно из таблицы, основное количество влаги отжимается
при незначительном давлении. В результате уплотнения торфа раз-
рушаются грубо дисперсные растительные остатки, что увеличивает
удельную поверхность и уменьшает объем внутриклеточных по-
лостей. Первое приводит к росту количества связанной влаги, вто-
рое — к уменьшению содержания внутриклеточной воды, которая,
освобождаясь, отжимается. Так как адсорбируется всего несколько
молекулярных слоев воды, а освобождается из полости клеток зна-
чительный объем влаги, общее влагосодержанпе при уплотнении
уменьшается.

Результаты выполненных исследований свидетельствуют о том,
что поскольку неразрушенных замкнутых пор в стаборазложившем-
ся торфе больше, чем в сильноразложившемся, степень разруше-
ния их при уплотнении также оказалась больше. Поэтому потеря
Рис. 2.10. Зависимость отношении влажно-
стп уплотненного верхового торфа 1Гр к
начальной полной влагоемкостп II и от
уплотняющего давления Р при степени
разложения Р.

1 — 15%: 2 — 35% (наши данные); .') - 25%
(данные Во.ицювича, Чураева [1060]); 4 - 20%;

5 — 10% (данные Амаряна [1969]).

влагосодержания торфа при уплотнении находится в прямой зави-
симости от начальной влагоемкостп: отношение влажности уплот-
ненного торфа Жр к начальной полной влагоемкостп Жп.е, как
функция уплотняющего давления р, может быть независимо от сте-
пени разложения представлено одпой кривой, построенной как по
данным рассмотренных выше наших опытов, так и по давшим дру-
гих исследователей (рис. 2.10). Уравнение этой кривой имеет вид

УГр/1Уп.е = 1 - 1п (Лр + В)/(р + В), (2.14)

где р — давление, МПа; А —безразмерный коэффициент, равный
1,9; В — коэффициент, равный 0,023 МПа.

Таким образом, влажность торфа после уплотнения может быть
определена в зависимости от начальной влагоемкостп 1Уп.е п вели-
чины уплотняющего давления р

= Жп.е[1 - 1п(Лр + В)1(р 4-5)1. (2.15)

Как видно из рис. 2.10, эта зависимость является справедливой
для различных видов торфа в широком диапазоне изменения степени
разложения. Обобщенное выражение кривой зависимости влаж-
ности от давления получено благодаря тому, что ее построение осу-
ществлялось для относительного значения Жр/Жпе, т. е. для отно-
шения влажности (которая соответствует полной влагоемкостп для
этих условий), устанавливающейся при определенном давлении р
к начальной полной влагоемкостп. Построение этого графика для
абсолютного значения влажности 1УР привело бы к получению се-
мейства кривых.

В минеральных грунтах, содержащих растительные остатки,
влагоемкость пропорциональна заторфованности. В целях выявле-
ния вида этой зависимости нами выполнены опыты по определению
связи между полной (Жп.е), капиллярной (Жк) и максимальной
молекулярной (Жм) влагоемкостямп и количеством растительных
остатков. Полная влагоемкость Жп.е определялась с помощью во-
ропкп Бюхнера. Жк определялась методом высоких колопн, а Жм —
как методом высоких колонн, так и методом влагоемких сред
[Чаповскпй, 1975].

Методом высоких колонн можно определить как капиллярную,
так и молекулярную влагоемкость по результатам одного опыта,
но использовать этот метод рекомендуется для песчаных грунтов.
а

Глинистые грунты, в силу слабой водопроницаемости, возможности
набухания требуют слишком высоких колонн и большой продолжи-
тельности опыта. Поэтому для глинистых грунтов рекомендуется
лишь метод влагоемких сред, но он позволяет определить только
молекулярную влагоемкость.

Водопроницаемость торфа изменяется в широких пределах:
коэффициент фильтрации достигает значений, сопоставимых с тако-
выми как для песчаных, так и для глинистых грунтов. В связи с
этим для определения и И7,- применялись параллельно оба ме-
тода, что позволило найти названные характеристики для всех ви-
дов торфяных грунтов и сравнить значения 1УМ глинистых заторфо-
ванных грунтов, полученные по обоим методам. Следует отметить,
что метод высоких колонн успешно применялся для исследования
водных свойств торфа [Воларовпч, Чураев, 1960].

В наших опытах образцы грунтов готовились в лабораторных
условиях. Использовался комплексный верховой торф со степенью
разложения 10—15%, среднезерпистый песок и суглинок. Грунты в
воздушно-сухом состоянии просеивались через сито диаметром 2 мм
и смешивались в пропорциях, обусловленных заданной заторфован-
ностыо. Примеры экспериментально полученной зависимости ГИп е,

Им от ^от показывают неизменное увеличение исследуемых
водных параметров с ростом заторфованностп (рис. 2.11, 2.12).

2.4.4. Обобщенные параметры водных свойств

Основными характеристиками водных свойств мерз-
лых торфяных грунтов являются суммарная влажность 1УС и ее со-
ставляющие — влажность за счет незамерзшей воды [Ин и льдистости
И'д. Значения указанных характеристик даже при постоянной тем-
пературе меняются в широких пределах для каждой грунтовой раз-
новидности, так что суммарная влажность может возрастать от ноля
до полной влагоемкости РГП. Величина РГС/1УП как было показано
выше, находится в хорошей корреляционной связи с заторфован-
ностью, степенью разложения растительных остатков, определяет
максимальное количество влаги при полном заполнении порового
/ ер \

пространства И7П = —- |, т. е. И’С/1УП объединяет несколько физи-
ческих свойств, являясь их комплексным показателем и постоянной
величиной для данного образца грунта независимо от его темпера-
туры. Отношения 1УС/1УЛ; 1УЛ/1УП представляют собой симп-

лексы характеристик водных свойств, которые выражают совокуп-
ность физических показателей, обусловливающих скорость крио-
генных процессов, характер поведения мерзлых торфяпых грунтов
под нагрузками.

Выявление зависимостей теплофизических, прочиостпых и де-
формативпых характеристик от указанных обобщенных параметров
позволяет получить обобщенные закономерности их формирования
и рассматривать мерзлые грунты с содержанием растительных остат-
ков, заторфоваппыс и торфы как единую грунтовую категорию.

2.5. ПЛОТНОСТЬ МЕРЗЛЫХ

И ОТТАЯННЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

Непосредственное определение плотности р как для
талых, так и для мерзлых торфяных грунтов осложнено из-за труд-
ности отбора образцов ненарушенной структуры. Кроме того, для
определения плотности мерзлых грунтов необходимо иметь холо-
дильную камеру или шурф с отрицательной температурой. Непри-
менима для торфа и методика комплексного определения физи-
ческих свойств мерзлых грунтов, разработанная Г. П. Мазуровым
[1975], так как плотность мерзлого торфа зачастую меньше 1 г/см3,
и образцы не погружаются в воду. Поэтому представляет интерес
нахождение расчетного способа определения плотности как для та-
лых, так и для мерзлых торфяпых грунтов.
Сравнение определенных экспериментально и рассчитанных по формулам (2.16),
(2.17) значений плотности торфа

Тип торфа Категория степе- ни разложения Состояние гр унта с й: й сс Плотность, г/см3 Ошиска, %
определенная методом ре- жущего коль- ца вычисления л по формулам (2.16), (2.17)
Низинный Спльноразло- ЖИВШ1ШСЯ Мерзлое (-4°) 4,57 3,90 2,50 0,972 0,962 1,020 0,996 0,952 1,020 2,5 —1.0 +0,0
Верховой Средперазло- жившнися Талое 3.90 3,18 5,06 1,002 0,970 1,019 0,950 0,970 0,995 —5,0 +0,0 -2,4

Для торфа Н. С. Костюком [1967] предложены зависимости р
от типа торфа и степени разложения, но следует отметить, что мето
ды лабораторного определения степени разложения не менее трудо-
емки и несовершенны, чем плотности. Поэтому нами предпринята
попытка получить расчетные формулы для определения плотности
торфяных грунтов в талом (рог/1) и мерзлом (ро/) состоянии в зависи-
мости от плотности частиц р.,, влажности 1УС п газосодержания п0.

На основе известных в механике груптов соотношения [Цыто-
вич, 1963], а также рассмотренной выше зависимости от темпе-
ратуры выражения для определения р можно представить в виде

Ром = Р(1 + Ю(1 - »о)/(Иф/р1Г + 1); (2-16)

Ро/ = Р(1 + ^)(1 - п0)/(]У - 0,08И7н (0) + рДр). (2.17)

Для расчета р0<7[ и р0/ достаточно определить влажность грунта
\УС. Остальные параметры могут быть приняты осредненными;
р7 — 0,92 г/см3; р для торфа — по графику (см. рис. 1.1); для затор-
фованпых минеральных груптов — по формуле (2.1). Среднее зна-
чение п0 для слаборазложившегося торфа — 0,07, среднеразложив-
шегося — 0,05, спльноразложпвшегося — 0,03.

Сравнение величин плотности торфа, определенной методом ре-
жущего кольца и рассчитанной по предлагаемым формулам, показы-
вает их хорошую сходимость (табл. 2.5).

По агрегатному состоянию мерзлые торфяные грунты относятся
к твердым телам. Вместе с тем они включают компоненты, весьма
резко отличающиеся по своим физическим свойствам от твердых тел
(пезамерзшая вода, воздух), которые оказывают весьма существенное
влияние па поведение мерзлых торфяных грунтов под нагрузками.
В связи с этим возникает необходимость количественной оценки отно-
сительного содержания составляющих, которые формируют твердое
состояние и наоборот, компонентов, способствующих проявлению
пластических свойств.

Полученное нами выражение для определения относительного
содержания твердых компонентов в единице объема грунта через ха-
рактеристики простейших физических свойств для каждого фикси-
рованного значения температуры пмеет вид

кв = рД1/р + (Жс - Жи)/рД. (2.18)

С помощью параметра Кв возможно учесть степень сплошности, мо-
нолитности мерзлых торфяных грунтов и отнести передаваемое от
внешней нагрузки напряжение на твердые компоненты. Это позво-
лило использовать кинетическую концепцию прочности твердых тел
для получения уравнения длительной прочности и применить мето-
ды аналогий для прогноза длительных деформаций мерзлых торфя-
ных грунтов.

2.6. ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА

ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

ПРИ ПРОМЕРЗАНИИ П ОТТАИВАНИИ

Незначительная теплопроводность частиц торфа и
повышенное влагосодержание обусловливают существенное отличие
в протекании теплофизических процессов в торфяных грунтах по
сравнению с минеральными. Скорость оттаивания — промерзания
замедляется. Меняется распределение температуры грунтов по глу-
бине, уровень нулевых годовых амплитуд, как правило, ближе к
поверхности.

Исходными параметрами для определения расчетных глубин
деятельного слоя, прогноза температурного режима оснований, сло-
женных мерзлыми торфяными грунтами, скорости и предельных
значений глубины оттаивания стабилизации температур при инже-
нерной подготовке территории, а также решения ряда других инже-
нерных задач являются теплофизические характеристики.

Изучение тептофпзических свойств торфа выполнялось многими
авторами [Корчунов 1948, 1953; Беспалов, 1954; Романов, 1961; Чу-
раев, 1961; Афапасик, 1965; Гамаюнов, 1967; Деров, 1968; Павлова,
1970; Гаврильев, Елисеев, 1970] главным образом, с целью оценки
водного режима болот, защиты фрезерного поля торфоразработок
от промерзания и касалось торфяно-мохового покрова, а также
торфа в разрыхленном состоянии.

Наши исследования были направлены на количественную оцен-
ку теплофизпческих параметров торфяных грунтов в широком диапа-
зоне содержания растительных остатков в минеральных грунтах
и физических свойств — в торфах.

Как известно, основными теплофизическими показателями грун-
тов, определяющими интенсивность тепловых процессов и входя-
щими в качестве аргументов в уравнения температурных полей,
являются теплоемкость С, коэффициенты теплопроводности X и тем-
пературопроводности а.

Основной механизм теплопередачи, характерный для твердого
тела,— кондуктивная теплопроводность — в грунтах осложняется
явлениями массообмеиа, конвекцией жидкости и газа, миграцией
влаги. Определение масссобменных характеристик грунтов весьма
трудоемко, поэтому до практического использования доведены толь-
ко уравнения, базирующиеся на теории кондуктивной теплопровод-
ности, в которые не входят показатели массообмена, п при тепловых
расчетах грунтовая среда принимается квазиоднородной, характе-
ризующейся средними эффективными значениями теплофизических
параметров.

Указанный подход к оценке теплопереноса может быть принят
и для торфяных грунтов, но при этом следует уделить внимание
их большому влагосодержанпю. Значения коэффициентов теплопро-
водности, температуропроводности, теплоемкости воды значительно
больше, чем частиц грунта, особенно торфяпых. Поэтому возраста-
ние всех эффективных теплофшзических характеристик торфяных
грунтов с увеличением их влажности происходит быстрее, чем мине-
ральных.

Количественные оценки теплофшзических характеристик в зна-
чительной мере зависят от методики их определения. Применитель-
но к исследованию тепловых свойств грунтов прослеживаются два
направления. Первое основано на закономерностях стационарного
теплового режима, при котором температурный градиент остается
постоянных! в процессе опыта. Для второго направления характерно
использование закономерностей нестационарного теплового режима,
при котором градиенты температур имеют переменные значения и
зависят от условий опыта.

Наличие температурных градиентов при экспериментальном оп-
ределении теплофпзпческих характеристик влажных талых грунтов
приводит к значительной миграции влаги в направлении теплового
потока, что является причиной ошибок. Это обстоятельство, а также
трудность поддержания постоянной температуры теплоисточника при
стационарных методах делают последние малоприемлемыми для ис-
следования теплофизических характеристик влажных талых грунтов.

Миграция влаги происходит также и при неустановпвшихся
тепловых процессах, находясь в прямой зависимости от температур-
ных градиентов, однако для методов измерений,основанных на не-
стационарном тепловом режиме, влияние этого фактора имеет мень-
шее значение из-за сравнительно малой продолжительности опыта.

Таким образом, для исследования теплофизических свойств та-
лых влажных грунтов наилучшие условия измерений обеспечивают-
ся применением методов нестационарного теплового режима. Для
изучения теплофизических свойств мерзлых грунтов при температу-
рах, значительно более низких, чем температура замерзания воды
в грунтах, применимы как стационарные, так и нестационарные
методы. В области интенсивных фазовых переходов применение
обоих методов встречает трудности, так как вследствие выделения
большого количества скрытой теплоты кристаллизации резко меня-
ются все теплофизические характеристики грунта и непосредствен-
ное определение их из опытов вообще невозможно.

Подытоживая изложенное, можно сделать вывод, что целям
всестороннего исследования теплофпзпческих свойств торфяных
грунтов наиболее соответствуют методы, основанные на нестационар-
ном тепловом потоке. Из них применительно к грунтам используются
зондовые методы и методы регулярного теплового режима.

Достоинство зондовых методов состоит в пригодности для опре-
деления теплофизических характеристик в полевых условиях, но
они требуют значительных затрат времени на измерения, что обус-
ловливает погрешности в получаемых результатах.

Из методик, оспованных на теории регулярного теплового режи-
ма, для грунтов наиболее подходящей является методика комплекс-
ных теплофизических исследований образцов способом калориметри-
рования, разработанная Д. II. Федоровичем [1968]. Она и принята
нами, как отвечающая основным требованиям поставленной задачи.
Кроме возможности получения теплофпзических характеристик
грунтов ненарушенной структуры в талом и мерзлом состоянии,
она предусматривает также определение составляющих теплопро-
водности анизотропных грунтов слоистой текстуры в направлениях
нормальном и параллельном слоистости, что представляет интерес
при исследовании торфов как анизотропных грунтов.

Для экспериментов использовался упрощенный вариант кало-
риметра. В качестве калориметрической жидкости применялся керо-
син. Его температура до начала опыта при определении теплофизи-
ческпх свойств грунтов равнялась: талых — 18—20 С и мерзлых —
—6 4— 7 С (ниже предела интенсивных фазовых переходов).

Образцы грунтов как талых, так и мерзлых, отбирались при
помощи кольца, помещались в латунные бюксы диаметром и высотой
4 см, заполняя полностью их объем, и выдерживались не менее 20 ч
до начала опыта: талые — в тающем льду (температура 0°С) и мерз-
лые — в криогидратной смеси из соли и льда (температура—21,2еС).

Температура групта, при которой оценивались теплофизические
свойства, рассчитывалась следующим образом. Непосредственно из
опыта получается зависимость изменения температуры калориметри-
ческой жидкости во времени, но, основываясь на общем тепловом
балансе системы калориметрическая жидкость — образец грунта,
можно прийти к выводу, что темп изменения температуры для жид-
кости и образца грунта во времени является одинаковым, т. е. если
за первую минуту главного периода опыта температура калоримет-
рической жидкости изменялась, например, на 1/3 часть от общего
ее изменения за весь главный период, то и температура образца
изменится за первую минуту опыта на 1/3 часть от общего изменения
его температуры в процессе всего главного периода. Учитывая это
и зная конечную и начальную температуру образца, можно легко
найти зависимость изменения температуры грунта от времени. Сред-
нее интегральное от этой зависимости п даст среднюю температуру,
при которой определены теплофизические характеристики. При ука-
занных температурных градиентах она оказалась для мерзлых грун-
тов — 10°С и для талых — -| 14 С.

Всего проведено около 600 опытов по исследованию теплофизи-
ческих характеристик всех типов торфов и заторфованных грунтов
с параллельным определением основных физических свойств.
Повторяемость опытов была принята шестикратной, при этом
средняя ошибка не превышала 14%, а надежность равнялась 0,9.

Для получения зависимостей теплофизических характеристик
от физических свойств важно выявить параметры, характеризующие
весь комплекс этих свойств.

Основными структурными показателями грунта, оказывающими
влияние на механизмы теплопередачи, являются механический со-
став, пористость, а также размер и форма пор. Последние опреде-
ляют роль конвективной и лучистой составляющей теплообмена в
грунте. Как показали исследования Н. С. Иванова [1969], лучистая
составляющая не превышает в грунтах 1 % общего теплопереноса,
а конвекция возникает в порах толщиной больше 10 мм при темпера-
турном перепаде более О,ЗС. В прослойках менее 5 мм конвекция
практически отсутствует даже при температурных перепадах до
100 С. Конвективная составляющая при радиусе пор 3 мм равна
лишь 0,13% общего теплового потока. Несмотря на значительную
пористость торфа, размеры пор могут превышать 3—5 мм только
в мохово-торфяном покрове. Следовательно, в торфе, как и в других
видах мелкодисперсных грунтов, при обычных температурах лучи-
стая теплопроводность и конвекция могут не учитываться.

Параметром, определяющим влияние пористости на теплофпзи-
ческпе свойства, может быть принят коэффициент пористости, даю-
щий количественную оценку пористости грунта без учета величины
и формы пор, пли показатели уплотненности частиц грунта — объ-
емная масса грунта и объемная масса скелета, которые в конечном
итоге определяют коэффициент пористости.

Таким образом, для торфяных грунтов, так же как и для мине-
ральных, влажность и объемная масса скелета являются основными
показателями физических свойств, определяющими их теплофизп-
ческие характеристики. Для мерзлых и талых минеральных грунтов
получены графики или эмпирические зависимости теплофнзпческих
характеристик от влажности и плотности грунта или влажности
и плотности сухого грунта.

Для практических расчетов значительно удобнее использовать
аналитические зависимости теплофизических характеристик от од-
ного параметра, обобщающего все физические свойства, влияющие
на теплопередачу в грунте. Как было указано выше, для торфа, на-
ряду с влажностью, типологическим показателем является степень
разложения, характеризующая механический состав, пористость
и величину пор. Но более удобным параметром при обобщении явля-
ется полная влагоемкость — комплексный показатель физических
свойств грунтов, зависящий от плотности, объемной массы и в то
же время находящийся в хорошей корреляционной связи со степенью
разложения.

Таким образом, влажность и полная влагоемкость представляют
собой основные характеристики торфяных грунтов, определяющие
его теплофизические свойства. Оба параметра характеризуют водо-
насыщенность грунта, причем полная влагоемкость для данного
грунта является величиной постоянной, а влажность меняется от
нуля до полной влагоемкости. Обе эти характеристики объединяются
степенью влажности Жс/Жп. Если подставить в отношение 1УГ/1УП
зависимость полной влагоемкости 1УП от коэффициента пористости
е, плотности воды р1У и грунта р, то получим

И'с/И'п = 1Есрра/р1У(р — рй). (2.19)

Из формулы (2.19) видно, что степень влажности характеризует
долевой состав всех компонентов грунтового комплекса, которыми
определяются теплофизические свойства последнего, и, следователь-
но, этот параметр является обобщающим, комплексным показателем
теплофпзпческих свойств грунтовой среды. Сказанное подтвержда-
ется результатами обработки опытных данных — зависимость тепло-
физических параметров, торфяных грунтов от степени водонасыще-
ния отображается на графике одной обобщенной кривой. Такие ре-
зультаты получены и другими исследователями [Гаврильев, Елисеев,
1970]. Для минеральных грунтов, содержащих растительные остат-
ки, теплофизические характеристики удалось представить как функ-
цию двух комплексных переменных: степени влажности и заторфо-
ванности.

2.6.1. Теплопроводность

В воздушно сухом состоянии торф обладает значи-
тельно меньшей по сравнению с другими грунтами теплопроводно-
стью. Величина коэффициента теплопроводности X, как известно,
зависит от плотности сухого грунта ра. Так, по данным Р. И. Гав-
рильева и С. В. Елисеева [1970], воздушно-сухого торфа при
увеличении ра от 0,05 до 0.05 г/см3 увеличивается соответственно
от 0,04 до 0,14 Вт/(м-К), Коэффициент же теплопроводности самих
частиц торфа равен 0,46 Вт, (м-К). По нашим данным, в верховом
торфе различной степени разложения при изменении рй от 0,08 до
0,6 г/см3 значение менялось соответственно от 0,012 до
0,069 Вт'(м-К).

Причиной таких небольших по абсолютной величине значений
является наличие большого количества пор, заполненных воздухом,
кондуктпвная теплопроводность которого ничтожно мала. Обобщаю-
щим показателем физических свойств воздушно-сухого торфа, оп-
ределяющим X, оказалась «степень плотности» — отношение плот-
ности сухого грунта рй к плотности частиц р8. Зависимость коэф-
фициента теплопроводности торфа в воздушно-сухом состоянии
от р(//р,5 оказалась общей для всех видов торфов. На рис. 2.13 при-
веден график — Рй/р8, построенный по данным автора для верхо-
вого средне- и слаборазложпвшегося пушицевого и осокового торфа.
Уравнение кривой имеет вид

= 0,5(р/р)2, Вт/(м-К). (2.20)

С увеличением влажности коэффициент теплопроводности уве-
личивается. Причем распределение влаги в торфе сказывается и
на характере увеличения X как в талом, так и в мерзлом состояниях.
Рис. 2.13. Завпспмость коэффициента теп-
лопроводности верхового слабо- п средне-
разложпвшегося пушицевого и осокового
торфа в воздушно-сухом состоянии от от-
ношения плотностей сухого грунта и ча-
стиц грунта.

Рис. 2.14. Завпспмость коэффи-
циента теплопроводности мерзло-
го (1) и талого (2) торфа от сте-
пени влажности.

Постепенное увеличение влажности приводит к плавному возраста-
нию X, н только когда степень влажности достигает 0,5—0,7, появ-
ляются межстыковые мениски воды, обусловленные сплошностью
грунтовой массы, и темп увеличения теплопроводности с дальней-
шим ростом влажности увеличивается.

Сказанное иллюстрируется зависимостью X — И7, 1ЕП, постро-
енной по данным наших опытов для верхового торфа различного
геоботанического состава и степени разложения в талом п мерзлом
состоянии (рис. 2.14). Образцы отбирались в Западной Сибири
(Лабытнанги, Салехард, Березово, Сургут), Южный Якутии (Не-
рюнгри), Магаданской области. Выявить влияние геоботанического
состава на теплопроводность при таком обобщении не представилось
возможным. Очевидно, оно в значительной мере компенсируется уче-
том полной влагоемкости, которая обусловлена видом торфа, сте-
пенью его разложения, плотностью.

При статистической оценке разброса опытных данных (табл. 2.6)
определялись: средняя квадратическая ошибка отдельного испыта-
г п

ния Аг = + I/ 2 Д-/(н— 1); средняя квадратическая ошибка сред-
него арифметического А = А;/^И", ошибка отдельного испытания
а = (Л л)100%, где п— число повторных испытаний идентичных об-
разцов; X — среднеарифметическое значение коэффициента тепло-
проводности; Д; — приращение X,-, равное Дг = X, — X. Ее резуль-
таты показали, что ошибки отдельных испытаний не превышали 15%.

Теплопроводность мерзлого водонасыщенного торфа в 1,2 —
1,5 раза больше теплопроводности талого, вследствие большей тепло-
проводности льда по сравнению с водой. Установленное рядом пссле-
Таблица 2.6

Статистическая обработка значений коэффициента теплопроводности торфа

о X, Вт (м-К) △1 ^2 Аз Аг А а, %
0,2 0,16 0.02 —0,03 Мерзль 0 02 1й торф —0,01 —0,02 0,0234 0,0104 6,5
0,4 0,32 0,06 0,03 0,02 —0,04 —0,01 0,04 0,018 5.7
0,6 0,54 0,02 —0,05 0,03 0,03 —0,04 0,037 0,016 3,06
0,8 0,77 0,13 0,03 —0,05 —0,04 -0,02 0,075 0,033 4,3
0,9 1,0 0,25 0,2 —0,3 —0,25 0,05 0,254 0,113 11,3
0,2 0,15 0,01 0,005 Талый —0,01 торф 0,0 —0.02 0,028 0,0125 8,3
0,4 0,28 0,03 —0,02 0,03 —0,01 0,02 0,025 0,0111 3,96
0,6 0,42 0.01 0.03 —0.01 0,02 —0,03 0,024 0,0107 2,6
0,8 0,61 0,08 0,12 0,14 —0,15 0,12 0.184 0,082 13,5
0,9 0,78 0,14 -0,06 0,13 —0,08 0,09 0,117 0,052 6,7

дователей меньшее значение коэффициента теплопроводности мерзлых
грунтов по сравнению с талыми при малых значениях влажно-
сти в наших экспериментах для торфа явно не выявлено, что, не-
видимому, связано с низкой температурой проведения опытов.

Эмпирическое выражение зависимости коэффициента теплопро-
водности торфа в талом и мерзлом состояниях от степени влажнос-
ти согласно графикам рпс. 2.14 имеет вид

X = Хй - 1п[1 - И71Уп-'(а — 6И7ЖП)], Вт/(м-К), (2.21)

где Хй — коэффициент теплопроводности торфа в воздушно-сухом
состоянии (см. рис. 2.13), Вт (м-К); а и Ь — безразмерные коэф-
фициенты соответственно равные для талого — 3,5 и 1,0 н мерзлого
торфа — 2,11 и 0,6.

Вычисленные по (2.21) значения % для мерзлого торфа хорошо
согласуются с данными Р. И. Гаврильева и С. В. Елисеева [1970],
полученными методом стационарного режима. Для талого же торфа
по результатам наших экспериментов X для тех же значений
несколько больше, чем по данным указанных авторов, что, по-види-
мому, обусловлено различием методик опытов и температур, для
которых эти данные получены. Р. И. Гаврильев и С. В. Елисеев
[1970] коэффициент теплопроводности талого торфа находили рас-
четным способом по значениям коэффициента температуропровод-
ности, определенным методом а-калориметра и по расчетным значе-
ниям объемной теплоемкости, при этом среднее значение температуры
равнялось О С.

По данным Д. И. Федоровича и А. В. Конюхова [1975], для
верховых торфов различного генезиса в широком диапазоне измене-
ния степени разложенпя и зольности при полном водонасыгцении
7ЧН находится в пределах 0,48—0,5 Вт/(м-К); а Ху — 1,3 Вт/(м-К),
Таблица 2.7

Коэффициенты X. <1. к

Вид заторфован- ного грунта Состояние Ь, Вт/ (м-К) а к
Песчаный Талое 2,28 0,225 0,08
Мерзлое 2,73 0,150 0,11
Глинистый Талое 1.33 1.02 0.11
Мерзлое 1,64 0,74 0,20

что близко к значениям, полученным в наших экспериментах (см.
рис. 2.14).

Наличие растительных остатков в минеральных грунтах приво-
дит к уменьшению их теплопроводности, что связано со значительно
меньшей теплопроводностью частиц торфа, чем минерального грун-
та. Мы получили экспериментальные зависимости коэффициента
теплопроводности от степени влажности для песчаных и глинистых
грунтов с различной заторфованностью в талом и мерзлом состоянии
(рис. 2.15). Для выявления влияния на теплопроводность заторфо-
вапностп эти зависимости перестраивались в координатах X — ,1!т
для значений влажности, близких к полной влагоемкостп (1У/1УП ~
~ 0,8). Уравнение полученных кривых может быть представлено
в виде

X = Ь - 1п{1ото/[(й/от + к) + 7]}, Вт (м-К), (2.22)

где Л, Вт/(м-К), <1 и к — безразмерные коэффициенты, завпсящпе
от вида заторфованного грунта и его состояния (талое пли мерзлое)
(табл. 2.7).

Для выявления влияния анизотропии па теплофизическпе свой-
ства торфа нами были проведены опыты по определению коэффициен-
та теплопроводности в направлениях, параллельном и перпендику-
лярном тепловому потоку, для верхового осокового торфа слоистой
структуры. Опыты проводились с трехкратной повторяемостью при
двойном последовательном калориметрпрованпи образца грунта без
изоляции и с изоляцией торфа. Значения X (табл. 2.8) вычислялись
по методике Д. И. Федоровича [1968].

Таблица 2.8

Опытные значения коэффициентов теплопроводности торфа X, Вт/м- К

Р е Температура грунта
-10 с +12сс
X Хц '-г л X ||
3,89 0,87 7,57 1,122 1,259 1,054 0,595 0,762 0,640
3,12 0,97 5,41 0,863 0,925 0,802 0,560 0,655 0,412
3,44 0,93 6,14 0,937 0,958 0,909 0,604 0.689 0,530
3,00 0,93 5,41 0,959 0,988 0.930 0,593 0,712 0,494
3,32 1,02 5,50 0,715 0,777 0,580 — — —
а

Рис. 2.15. Зависимость коэффициента теплопроводности талых Хт и мерз-
лых 7.т заторфованных песчаных (а) п глинистых (6) грунтов от заторфо-
ванностп /от и степени влажности И'/И7П. Цифры у кривых — степень
заторфованности грунта.

Исследованные торфы обладают хорошо выраженной анизотро-
пией тепловых свойств (см. табл. 2.8). Теплопроводность их в мерз-
лом и талом состоянии по направлению волокон больше, чем в нап-
равлении, перпендикулярном слоистости. Для слаборазложившихся
торфов с выраженной слоистой текстурой анизотропия теплопро-
водности будет, по-видимому, больше. Полученные результаты мо-
гут быть оценены лишь как первая попытка исследований в этом
направлении, которые, на наш взгляд, заслуживают дальнейшего
развития.

Эффективное значение коэффициента теплопроводности Хе прак-
тически не зависит от тепловых эффектов, связанных с фазовыми
превращениями воды в грунте, по его величина определяется общим
содержанием льда и воды. Значение Хо торфяных грунтов при их
оттаивании и промерзании можно рассчитать по формуле С. А. Мар-
тынова [1956], выведенной в предположении линейной зависимости
между Хе и льдистостью. Выразив влажность за счет льдистостп в
указанной формуле через влажность за счет незамерзшей воды
IV, = XVс — 1УН, получим

Хе = Х(Л + {1 + (Ху/Хи - 1)[(ЖС - ЖН)/(ЖС - Т₽п)]}, (2.23)
где Ху п Хей — коэффициенты теплопроводности мерзлого и талого
грунта; \УС — суммарная влажность; И7П — влажность за счет не-
замерзшей воды при температуре 0; РЕН — среднее значение влаж-
ности за счет незамерзшей воды при температуре ниже интенсивных
фазовых переходов.

Значения и И7,, для торфяных грунтов могут быть вычисле-
ны по формуле (2.13). При расчете г/н температура принимается рав-
ной ниже интенсивных фазовых переходов (например, —6 С). Как
можно видеть из уравнения (2.23) зависимость коэффициента тепло-
проводности от температуры в диапазоне отрицательных ее значений
ощутима лишь при температурах, близких к 0„,3 и 0К О- При темпе-
ратуре ниже —8 С величину коэффициента теплопроводности торфя-
ных грунтов можно принять постоянной. Сказанное эксперименталь-
но подтверждено Е. Н. Барковской [1982], которая, определяя
теплопроводность различных видов грунтов, в том числе и торфов,
в спектре температур от ,15 до —15 С, получила графики изменения
теплопроводности в пределах температуры интенсивных фазовых
переходов влаги. Сопоставление рассчитанных по (2.23) и опытных
значений X© торфа показывает их хорошую сходимость. Так, при
температуре — 2 С Хе по графику (1) составляет 0,75 Вт/(м-К). Следу-
ет отметить, что в указанной работе Е. Н. Барковской ход изменения
коэффициента теплопроводности в зависимости от температуры свя-
зывается также с направленностью процесса (оттаивание или промер-
зание). На наш взгляд, это вызвано тем обстоятельством, что в опы-
тах при повышении температуры не успевало наступать равновесное
состояние влаги в торфе, соответствующее каждому фиксированному
значению температуры. Для сопоставления опытных и вычисленных
величин коэффициента теплопроводности нами взяты средние X©,
полученные при оттаивании и промерзании.

2.6.2. Теплоемкость

Зависимости объемной теплоемкости мерзлых и талых
торфов от степени влажности (1УС/ И'',,), полученные по опытным данным
(рис. 2.16), показывают, что теплоемкость торфа с увеличением влаж-
Рис. 2.16. Зависимость объемной теплоемкости
талого (7) и мерзлого (2) торфа от степени влаж-
ности (по нашим данным).

равный 151 кДж/(м3-К).
показателем физических

ности повышается, ее увеличение можно
выразить линейно:

С = т + п, кДж/(м3-К), (2.24)
” п

где т — коэффициент, составляющий 4124
и 2940 кДж/(м3*К) соответственно для
талого и мерзлого торфа; п— коэффициент,
Степень влажности является обобщающим
свойств, обусловливающих теплоемкость

торфов различного генетического состава в широком диапазоне сте-

пени разложения и плотности.

Теплоемкость всех грунтов — аддитивная величина [Порхаев
и др., 1964], т. е. равная сумме теплоемкостей составляющих, и
ее удобно выражать через удельные теплоемкости компонентов грун-
товой среды, так как последние являются константами. Эту законо-
мерность весьма удобно использовать для определения объемной
теплоемкости грунтов, содержащих растительные остатки. Основы-
ваясь на законе аддитивности, формулу для объемной теплоемкости
талых торфяных грунтов можно представить в следующем виде:

С/л — рд [с8 (1 ,Тот) + СрУот -|- (2.25)

где рй — плотность сухого заторфованного грунта, кг/м3; с5, ср, си—
удельные теплоемкости соответственно минерального скелета, тор-
фа, воды, кДж/(кг- К).

При отрицательной температуре закономерности в изменении
соотношений количества воды и льда при замерзании грунта приме-
нимы в общем виде и к оценке изменения теплоемкости, которая
может быть выражена уравнением вида (2.25) с добавлением тепло-
емкости льда. Но на величине теплоемкости сказывается тепловой
эффект фазового превращения воды при замерзании и оттаивании.
При температуре, близкой к 0Н.3 и 0К.О, значение теплоемкости
стремится к бесконечности и ее экспериментальное определение не
осуществимо. До практических расчетов теплового режима доведено
использование эффективного значения теплоемкости промерзающих
и оттаивающих грунтов полного количества тепла, необходимого
для изменения температуры весовой единицы мерзлого грунта на
один градус.

Выражение эффективной теплоемкости торфяных грунтов, на-
писанное на основе общего уравнения эффективной теплоемкости
промерзающих грунтов [Порхаев и др., 1964], имеет вид

С — р<2 [с8 (1 — «/от) + от + сг^л (сг ^И7) + Р^[Ин/Й0],;

(2.26)
Таблица 2.9

Средние величины удельной теплоемкости компонентов торфя-
ных грунтов, кДж/(кг-К)

Грунт с' Грунт с'
Песок 0,71 Торф верховой 1,68
Супесь, суглинок 0,84 Вода 4,20
Глина 1,47 Лед 2,10
Торф низинный 1,92

где Сг — удельная теплоемкость льда, кДж/(кг-К); р — удельная
теплота плавления льда 336 кДж^кг.

Подставив в (2.25) зависимость РИН от в, получим формулу для
эффективной теплоемкости торфяных грунтов как функции темпе-
ратуры.

Как показали исследования многих авторов [Ушкалов, 1962],
удельные теплоемкости компонентов грунтового комплекса (с5,
гР, Гру, с;) меняются незначительно и для практических расчетов
могут быть приняты их средние значения (табл. 2.9).

Приведенные значения удельных теплоемкостей торфов получены
на основе экспериментальных определений, выполненных калори-
метрическим способом по вышеописанной методике для образцов,
высушенных при температуре -|-105сС.

Сравнение определенных экспериментально п вычисленных по
формулам (2.25) и (2.26) величин объемной теплоемкости торфяных
грунтов показывает их хорошее совпадение (табл. 2.10).

Таблица 2.10

Сравнение величии теплоемкости (кДж/(м3-К) торфяных грунтов по данным
опытных определений автора н расчет по формулам (2.25) и (2.26)

Вид грунта кДж/(м3-К) кДж/(м3-к)
Экспери- мент По (2.25) Экспери- мент По (2.26)
Заторфованная супесь (РГ„ = 0,2: р. = = 1300 кг/м3; 7от = 0,2) То же (Жс = 0,4; рй = 1100 кг/м3; /от = 2090 2260 1860 1810
= 0,2) 1920 2134 1670 1785
Заторфованная глина (РГС = 0,2; рй = = 1100; /от = 0,3) Торф верховой среднеразложпвшппся, 2900 3050 2600 2596
сфагновый (1УС = 2; рй = 300 кг/м3) 2820 3000 2160 2394
Рис. 2.17. Зависимость коэффициента темпера-
туропроводности талого (/) и мерзлого (2)
торфа от степени влажности.

2.6.3. Тёмпературоп роводнос ть

Как известно, коэффициент
температуропроводности является про-
изводной величиной от теплопровод-
ности и объемной теплоемкости (а =
= А, С). Для грунтов при отрицатель-

ной температуре эта зависимость может быть представлена в виде
отношения эффективных значений Ар и Со

о-е — ^еС@.

(2-27)

Таким образом, коэффициент эффективной температуропровод-
ности, так же как и теплоемкость, изменяется в основном в зависи-
мости от затрат тепла на фазовые превращения воды, которые про-
порциональны приращению льдосодержания в единице объема грун-
та при изменении его температуры на 1 С:

() = [Й(Ж - Жн).'7?6]р^0.

При температуре, близкой к вн_3, ав сначала быстро убывает,
а затем начинает возрастать, достигая величины температуропровод-
ности полностью замерзшего грунта (аД (рис. 2.17). При малых зна-
чениях влажности с ее возрастанием наблюдается уменьшение коэф-
фициента температуропроводности, так как при этом объемная тепло-
емкость возрастает быстрее, чем коэффициент теплопроводности.
Затем с увеличением водонасыщения 1УС/1УП > 0,3 коэффициент
температуропроводности увеличивается. Такая закономерность спра-
ведлива как для талого, так и для мерзлого торфа.

2.7. ИЗМЕНЕНИЕ ОБЪЕМА
ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ ПРИ ПРОМЕРЗАНИИ.
ТЕМПЕРАТУРНЫЕ ДЕФОРМАЦИИ

Торфяные грунты как мелкодисперсные и водонасы-
щенные при промерзании подвергаются влиянию теплофизпческпх,
физпко химических и физико-механических процессов, которые
формируют их криогенную текстуру и физические свойства. Самое
существенное влияние при этом оказывает миграция влаги. Пробле-
ма тепловлагопереноса, его влияния на криогенное текстурообразо-
вание является предметом многих геокриологических исследований.
Их обзор, а также результаты комплексного изучения промерзания,
миграционного потока влаги и формирования криогенных текстур
минеральных дисперсных грунтов дапы в монографии Э. Д. Ершо-
ва [1979].

Количественная оценка миграционного потока влаги, направ-
ленного к фронту промерзания, относится к числу сложных задач
тепломассопереноса. И. II, Лпштваном, Г. П. Бровкой, П. Н. Дави-
довским [1976] предложено определять увеличение влажности в зоне
промерзания торфа по формуле

Асо = [ 1 — ехр ] егГ (—(2 28)

где к) — коэффициент термовлагопроводности мерзлой зоны, кото-
рый численно равен потоку влаги при единичном градиенте темпера-
туры в мерзлой зоне; — объемная теплота фазовых переходов;
X/ — теплопроводность мерзлого торфа; рй — плотность скелета тор-
фа; р — параметр скорости промерзания; ауу — коэффициент диф-
фузии влаги в талой зоне.

Анализ формулы (2.28) показывает, что увеличение влагосодер-
жания в мерзлой зоне определяется комплексом характеристик теп-
ло- и массопереноса, скоростью промерзания. Медленное промерза-
ние приводит к значительному перераспределению влаги и может
вызвать пучение. Вместе с тем. в силу деформируемости частиц торфа
внутренние напряжения в грунтовой массе, возникающие при рас-
ширении промерзающей влаги, приводят к уплотнению скелета
торфа, уменьшению пучения.

Но самым главным фактором, определяющим изменение объема
торфа при промерзании, является влагонасыщение. В том случае,
когда влажность в слабо- п среднеразложившемся торфе не превы-
шает 90% полной влагоемкостп, при замерзании в закрытой системе
(без возможности подтока влагп извне) увеличения объема торфа
не происходит.

Этот вывод подтверждается лабораторными наблюдениями при
замораживании образцов, а также результатами выполненных нами
исследований пучинистых свойств торфяной изоляции в полевых
условиях. Такая изоляция может устраиваться вокруг фундаментов
в качестве противопучинной. Данный опыт был поставлен для дока-
зательства протпвопучпнных свойств торфа, имеющего влажность,
меньшую полной влагоемкостп.

На полигоне в центре шурфа размерами 100 х 100 см и глубиной
150 см был установлен пучпномер конструкции Паталеева — Ала-
ева (1965). Затем шурф с послойным уплотнением заполнялся верхо-
вым среднеразложившимся торфом, имеющим влажность 300% (пол-
ная влагоемкость Жп.е = 500%). На поверхности торфа помещалась
марка для наблюдения за вертикальными перемещениями его толщи.
Исследования выполнялись в течение двух зимних периодов. Каса-
тельные силы пучения замерялись динамометром, смонтированным
на свае-пучиномере и прикрепленным к его анкеру. Перемещение
сваи и марки определялось нивелированием с привязкой отметок на
неподвижный анкер пучиномера.

В течение первого зпмпего периода происходила осадка марки
и сваи (соответственно 1,8 п 50 мм), что, ио-видпмому, вызвано уплот-
нением грунта после установки пучиномера. Во второй зимний сезон
выпучивания не наблюдалось. Физические свойства торфа, уложен-
пого вокруг пучпномера, определенные через два года после укладки
на образцах, отобранных с глубины 0,5 м, следующие:

р, г/см3 0,68 Вт/(м-К) 0,29
рв, г/см3 1,56 ?.р Вт/(м-К) 0,47
IV п.е 5,0 О/л, м2/с 0,133
И^с, д. е. 1,57 С1к, Дж/(№-К) 2177
Ср Дж/(м3-К) 1591

В течение зимнего периода температура во всем объеме торфя-
ной изоляции вокруг пучпномера достигала отрицательных значе-
ний, но в связи с незначительным влагосодержанием смерзание
торфа с боковой поверхностью пучпномера отсутствовало, увеличе-
ния объема торфа при промерзании не наблюдалось. За два года
произошло его иссушение, суммарная влажность составила около
160%, что равнялось всего 50% от полной влагоемкостп. Значение
влажности определялось главным образом гигроскопической влагой,
не замерзающей при отрицательной температуре.

Большая гигроскопичность торфа, незначительная теплопровод-
ность позволяют сделать вывод о возможности его использования
в качестве противопучинной теплоизоляции фундаментов и подзем-
ных сооружений.

На изменение объема мерзлых торфяных грунтов оказывают
некоторое влияние объемные напряжения при изменении температу-
ры. Понижение температуры приводит к сокращению объема частиц
грунта, льда п газов. При температуре ниже интенсивных фазовых
переходов суммарная величина уменьшения объема всех компонен-
тов может оказаться больше величины расширения, вызванного
дальнейшим замерзанием грунтовой влаги и увеличением в объеме
незамерзающей воды.

Данные лабораторных определений зависимости сил пучения
от температуры подтверждают этот вывод [Роман, Пахомова,
1974]. Опыты проводились па балочном прессе по методике
Б. И. Далматова [1953]. Металлические модели диаметром 5 см,
рабочей длиной 20 см вмораживались в заторфовапный суглинок,
уложенный в емкость 30 X 30 X 30 см, изолированную опилками, таким
образом, чтобы промерзание происходило сверху. В процессе про-
мерзания термопарами замерялась температура по глубине промер-
зающего слоя, а также посредством учета прогиба протарированной
балочкп динамометра, определялись силы пучения, возникающие
по боковой поверхности моделей (рис. 2.18). Величина касательных
сил пучения возрастает в процессе замерзания свободной влаги, при
дальнейшем понижении температуры силы пучения уменьшаются,
что вызвано температурными сокращениями грунта. Кроме того,
наличие растительных остатков в грунте уменьшает силы пучения
и увеличивает сокращение объема при понижении температуры.
Когда температура по глубине грунта стабилизируется и становится
равной температуре па его поверхности, силы пучения также стаби-
лизируются.
Рис. 2.18. Изменение касательных сил
пучения в процессе промерзания (ис-
пытана металлическая модель Л =
= 50 мм, I 200 мм, вмороженная в
суглинок (7) и заторфованный сугли-
нок, 1 пт— 0,1 (2); имеющие влажность,
близкую к полной влагоемкостп)-
в112 — температура соответственно на
глубине 1, 2... см; 0— температура

на поверхности грунта.

Для количественной оценки
температурных деформаций грун-
тов необходимо знать коэффи-
циент их линейного сокращения
или расширения а. Многокомпо-
нептпость грунтовой среды, хими-
ческое и физическое взаимодейст-
вие между составляющими обус-
ловливают широкий диапазон из-
менения а. Анализ опытных дан-

ных Е. П. Шушериной с соавторами [19701 по определению коэффи-
циентов линейной деформации мелкодисперсных минеральных грунтов
показывает, что а является аддитивной величиной, т. е. определяется
как суммарная величина коэффициентов линейного расширения пли
сокращения всех компонентов грунта. При этом оказывает влияние
направленность изменения температуры. При замерзании грунтовой
влагп фазовые превращения воды обусловливают увеличение ее объ-
ема, увеличивается в объеме и незамерзшая вода (как известно, самое
плотное состояние воды наблюдается при +4°С, дальнейшее пони-
жение температуры приводит к уменьшению плотности воды, в том
числе и переохлажденной). Частицы грунта, лед, газы при пониже-
нии температуры сжимаются. При промерзании зависимость коэф-
фициента линейной деформации от долевого содержания компонентов
грунта, основываясь па указанном выше законе аддитивности, мож-

но представить в виде

( М 1 /
а = Р<^/ Рг +

Г 1 /

I I/ — а<1Ра/Рз — сс;Ра/Р1 —

с^сРа

(2.29)

где а/, ауу, аа, а,, аа — соответственно коэффициенты линейной
деформации: воды при замерзании, незамерзшей воды, скелета грун-
та, льда, газов, 1 град; р2, ру„, р5 —плотность льда, воды, грунта.

В случае повышения температуры мерзлого грунта коэффициент
линейной деформации определится по той же формуле, но ее члены
будут иметь противоположные знаки. Значения ос для компонентов
грунта даны в табл. 2.11, пз которой видпо, что самое большое влия-
ние на температурные деформация грунта оказывают фазовые пере-
Таблица 2.11

Значения коэффициентов линейной деформации

Коэффициенты а-10 6 при температуре от Нн.3 до — 20 "С Обоснование
“/ - песск ( — глина аг аа 30 000 ед. (18—7,5) 1/град 10 1/град 5 1/град (54—0,18) 1/град 1220 1/град Из условия увеличения объема воды на 9% при замерзании Вычислен по справочным данным за- висимости плотности от 0 ПоЕ. П. Шугаерпноп с соавторами [1970] То же По справочным данным Вычислен по уравнению Гей-Люссака для идеальных газов

ходы влаги и температурные деформации газов. Сокращение объема
газов и скелета грунта при охлаждении, создавая вакуум, на наш
взгляд, является одной из причин миграции влаги в грунтах к фрон-
ту промерзания.

Справедливость уравнения (2.29) для торфа проверялась лабо-
раторными опытами па образцах сечением 5x5 см, высотой 20 см,
замороженных при температуре —2,5 С, а затем охлаждаемых до
температуры —8,5°С. В процессе понижения температуры замерялась
продольная и поперечная деформация образцов индикаторами часо-
вого типа с ценой деления 0,01 мм. Кривые зависимости деформации
от температуры и времени промораживания (рис. 2.19) построены
по опытным дапным, полученным с трехкратной повторяемостью.
Физические свойства грунта, значения а (опытные и вычисленные по
формуле (2.29)) представлены в табл. 2.12.

Начальный период понижения температуры характеризовался
общим увеличением объема. Значения а для этого участка кривой

Таблица 2.12

Физические свойства испытанных образцов среднсразложившегося торфа

№ образ- ца Р- г/см3 Р8- г/см3 IV, Г /см3 е При -8,5°С а-10 1/град
и'н ОПЫТНЫЙ по форму- ле (2.29)
1 0,97 1,63 7,3 12,58 6,29 1,01 64 196
—47 —118
2 1,12 1,63 5,77 8,88 4,83 0,94 19 184
—28 —50
3 0,97 1,63 4,57 8,37 3,67 0,9 9 184
—26 —130
4 0,96 1,63 2,96 5,74 2,02 0,94 34 180
—350 —200
Рис. 2.19. Изменение линейной деформации
среднеразложпвгаегося торфа, имеющего
различную влажность (см. табл. 2.12), в про-
цессе понижения температуры. 1—4 — номе-
ра образцов.

приведены в числителе (см. табл. 2.12).
Затем после замерзанпя влаги сокра-
щаются размеры компонентов грунта
при понижении температуры. Для об-
разцов с малой влажностью сокраще-
ние превышает расширение, в связи с
чем наблюдается общая осадка (см. рис. 2;
кривые 3, 4). Значения а, полученные
по этому участку кривых, приведены
в знаменателе.

При расчете а торфа по формуле
(2.29) значение ат принималось равным
(54-10~6) 1, град (как для древесины по-

перек волокон). Опытные данные показали, что для мерзлого тор-
фа коэффициент температурного сокращения после промерзания

находится в хорошей корреляционной связи со степенью водонасы-

щения (рис. 2.20) и с ее увеличением уменьшается.

Анализ результатов исследований физических свойств мерзлых
торфяных грунтов показывает, что диапазон изменения величин их

характеристик весьма широк и определяется генезисом. Объединить
торф и минеральные грунты различного состава, содержащие расти-

тельные остатки, в единую грунтовую категорию — торфяные грун-
ты — становится возможным лишь на основе рассмотрения обоб-
щенных параметров физических свойств. Основными из них являют-
ся заторфованность ./от, обобщающие влажностные критерии сим-
плексного типа (И^/ГУп, ГРд/РИп, Жц/ГГц), а также параметр /г0,
определяющий относительное содержание твердых компонентов грун-
та (органических, минеральных и льда) в единице объема при каж-
дом фиксированном значении отрицательной температуры.

Из температурных факторов, влияющих па физико-механиче-

ские свойства мерзлых торфяпых грунтов, выделяется температура
начала замерзания грунтовой влаги Ун.з и текущее значение тем-

пературы Т. Их отношение представля-
ет собой температурный симплекс
Т1Тп_3, величина которого определяет
степень структурных преобразований,
вызванных понижением температуры от

Рис. 2.20. Зависимость коэффициента темпе-
ратурного сокращения мерзлого торфа от
степени водонасыщенпя.

1 — значения, вычисленные по формуле (2.36), 2 —
опытные.
начала кристаллизации грунтовой влаги до любого значения темпе-
ратуры.

Перечисленные критерии позволяют свести к обобщенным пока-
зателям множество экспериментальных зависимостей теплофпзи-
ческих характеристик, а также разработать комплексный подход
к оценке поведения мерзлых торфяных грунтов под нагрузкой во
времени па основе синтеза современных представлений о физической
природе прочности и о закономерностях механики твердых тел.
Вследствие такого подхода оказалось возможным использовать ки-
нетическую теорию прочности твердых тел для прогноза длительной
прочности п методов аналогий для прогноза длительной деформируе-
мости мерзлых торфяных грунтов (см. гл. 4 и 6).

Г Л АВА

МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА

МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

Многочисленные исследования показывают, что в
мерзлом состоянии торф проявляет основные реологические свойства:
ползучесть, релаксацию, снижение прочности во времени. Поэтому
исследование его поведения под нагрузкой должно проводиться
с позиций современных представлений о реологических свойствах
мерзлых грунтов и льда. В последние годы весьма интенсивно про-
исходит становление реологии грунтов, как самостоятельпого нап-
равления. Не останавливаясь на состоянии исследовании, которое
очень обстоятельно приведено в монографии С. С. Вялова «Реологи-
ческие основы механики грунтов» [1978], укажем только, что в ме-
ханике мерзлых грунтов вопросы реологии развиваются весьма пло-
дотворно ввиду того, что наличие в них льда и незамерзшей воды
обусловливает характерное проявление реологических свойств. Еще
в ранних исследованиях мерзлых грунтов II. А. Цытовичем и его
сотрудниками было обращено внимание на пластичность и текучесть.
В дальнейшем при изучении длительной прочности М. II. Гольд-
штейн [1948] использовал теорию релаксации Максвелла — Шведо-
ва. В 1959 г. издана монография С. С. Вялова «Реологические свой-
ства и несущая способность мерзлых грунтов», которая положила
начало формированию реологии мерзлых грунтов как самостоятель-
ного направления. В результате этой работы установлено, что в
процессе длительного деформирования в мерзлых грунтах развива-
ются все стадии, характерные для классической ползучести: пеуста-
новнвшаяся ползучесть, пластично-вязкое течение с постоянной
скоростью и прогрессирующее деформирование.

Затем широко поставленными исследованиями под руководством
С. С. Вялова выявлены критерии длительной, сопоставимой со сро-
ками службы сооружений, прочности, получены уравнения ползу-
чести, позволяющие прогнозировать деформации мерзлых грунтов
па любой заданный период времени. Основные положения реологии
грунтов сформулированы С. С. Вяловым в книге «Реологические ос-
новы механики грунтов» [1978].

Начиная с 1960 г., опубликован ряд работ по реологии мерзлых
грунтов и льда С. С. Вяловым, К. Ф. Войтковским, С. Э. Городец-
ким, Е. Е. Гречнщевым, Ю. К. Зарецким, Р. В. Максимяк, И. К. Пе-
карской, Е. II. Шуигерпной, Б. Д. Чумичевым и др.

С реологических позиций рассматриваются свойства мерзлых
грунтов в книге Н. А. Цытовпча «Механика мерзлых грунтов»
[1973], а также в монографии «Геотехнические вопросы освоения
Севера» [1983], написанной известными специалистами в области
мерзлых грунтов и льда из США, Капады, Швеции под редакцией
О. Б. Андерсленда и Д. М. Андерсона, в которой при рассмотрении
механических свойств в основу положены уравнения ползучести и
длительной прочности С. С. Вялова.

При исследовании механических свойств мерзлых торфяных
грунтов весьма важно выявить специфические особенности и разра-
ботать способы их учета. С этих позиций рассматривались нами со-
противления мерзлых торфяных грунтов основным видам нагрузок—
одноосному сжатию, растяжению, сдвигу по поверхностям смерза-
ния, вдавливанию сферического штампа и т. д.

Исследования выполнялись в полевых и лабораторных услови-
ях. Основная часть натурных опытов была проведена па севере
Комп АССР (испытания сферическим штампом, испытания свай,
вмороженных в торф) и в райпе г. Сургута (исследование осадок
торфа при оттаивании с помощью горячего штампа).

Лабораторные опыты, включающие испытание па одноосное сжа-
тие, растяжение, продавливание моделей свай, вмороженных в тор-
фяные грунты, испытания шариковым штампом осуществлялись,
главным образом, в подземных лабораториях, устроенных в вечно-
мерзлой толще грунта (в Норильске — лаборатория Норильского
отделения Красноярского промстройПИПпроекта; в Якутске — ла-
боратории Института мерзлотоведения СО АН СССР и филиала
ЗабайкалпромстройНИИпроекта), в отсеках которых сохраняется
естественная отрицательная температура. Использовались также для
лабораторных испытаний холодильные камеры и изолированные
помещения, охлаждаемые в зимний период холодным воздухом.

Образцы ненарушенного сложения вырезались из кернов винто-
вым прессом, а также с помощью сверлильного станка, оборудован-
ного полой фрезой. Приготовление образцов нарушенного сложения
осуществлялось следующим образом. Торф и грунты, содержащие
растительные остатки, в воздушно-сухом состоянии просеивались
через сито диаметром 2 мм, увлажнялись и выдерживались 48 ч
в водопасыщенном состоянии, затем на такой же срок грунтовая
масса помещалась в сосуд с перфорированным дном, покрытым
фильтровальной бумагой, тем самым предоставлялась возможность
свободного оттока воды. При укладке в формы для приготовления
образцов влажность грунта была близка к естественной влагоемко-
сти. Послойное трамбование и уплотнение образцов на вибростоле
обеспечивало формирование монолитной криогенной текстуры и сте-
пень водонасыщепия, равную 0,85—0,95.

3.1. ПОЛЗУЧЕСТЬ МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ
НА ПРИМЕРЕ ИСПЫТАНИЯ

НА ОДНООСНОЕ СЖАТИЕ

Классическим испытанием, устанавливающим ха-
рактер реологических свойств мерзлых грунтов, является одноосное
сжатие. Материалы испытаний мерзлых торфяных грунтов на одно-
осное сжатие немногочисленны. Нам известны лишь работы Г. Л. Ка-
гана [1971], И. И. Романенко, Н. П. Давидовского [1981]. В них
рассматривается только мерзлый торф без минеральных грунтов
с растительными остатками. Указанными исследованиями установ-
лено, что с понижением температуры увеличивается упругость
мерзлого торфа и меняется характер деформирования. В пределах
температур интенсивных фазовых переходов от Он з до —7 -4-10 С

на кривых течения выделяются две зоны: «ньютоновского» течения
с наибольшей вязкостью при неразрушенной структуре и «шведов-
ской» ползучести, характеризующейся предельным напряжением
сдвига и наибольшей пластической вязкостью. При температуре
— 10°С исследованные виды торфа деформировались как «ньютонов-
ские» тела без заметных проявлений «шведовской» ползучести.

В наших опытах на одноосное сжатие испытывались цилиндри-
ческие образцы, высота которых равнялась примерно двум диамет-
рам (1г =110 мм; <7 = 50 мм), что, как известно, обеспечивает равно-
мерное распределение напряжений по всему объему образца, замо-
раживание осуществлялось в металлической опалубке при темпера-
туре проведения опытов. Распалубка образцов производилась не-
полная: снимались хомуты и полукольцевые стенки цилиндра. Пла-
стины па торцах образца оставались примороженными к нему па
весь период ипытапия, обеспечивая равномерность передачи напря-
жения. Статическая нагрузка задавалась с помощью рычажного
пресса и оставалась постоянной в течение опыта. Продольные и по-
перечные деформации замерялись индикаторами часового типа с
ценой деления 0,01 мм. Опыты выполнялись с 3—5-разовой повторя-
емостью. При статистической обработке определялись: средняя квад-

/п

У Д?/(п — 1);

средняя квадратическая ошибка среднего арифметического Л =
= п\ ошибка отдельного испытания р = (Л ,'6(р)-100%; п—
число повторных испытаний идентичных образцов; 6сР — средне-
арифметическое значение относительной продольной деформации;
Д; — приращение относительной деформации, равное Дг = — 6СР

(табл. 3.1). Физические свойства испытанных образцов приведены
в табл. 3.2. Пз построенных по данным испытаний кривых ползуче-
Т а б л н ц а 3.1

Пример статистической обработки результатов определения относительной
продольной деформации 6 образцов мерзлого торфа (испытания на одноосное
сжатие; давление 0,5 МПа; температура —4,5'С)

Время от на- чала загруз- ки 1, с Относительная осадка идентичных образцов $7 $ср —* А Р, %
6, «2 в, $ср △1 До Дз
900 1,87 1,81 1 32 1,67 0,2 0,14 —0,35 0,801 0,538 34,0
1 800 2.25 2,21 1.67 2.04 0.21 0.17 —0,37 0,324 0,230 11,2
3 600 2,50 2,64 1,93 2,36 0,14 0,28 —0,43 0,376 0.267 11,3
7 200 3,16 3,25 2.22 2,88 0,28 0,37 —0,66 0,571 0,405 14,0
28 800 3.84 4,33 3,32 3,83 0,01 0,50 —0,51 0,505 0,358 9,4
343 980 5,53 6,23 4,45 5,40 0,13 0,83 —0,95 0,897 0,636 11,8
432 000 5,83 6,85 5,27 5,98 -0,15 0,87 —0,71 0,801 0,568 9,5

стп (рис. 3.1, 3.2) достаточно наглядно видно, что увеличение содер-
жания растительных остатков и повышение температуры увеличи-
вают скорость деформации. Интенсивность ползучести зависит также
от влагосодержанпя. Так, если при влажности РГ = 2,4 (доли еди-
ницы) напряжение 0,7 МПа вызывает в торфе при температуре
—4,5‘ С ползучесть с постоянной скоростью (см. рис. 3.1, в), то при
Ж = 10 даже меньшее напряжение приводит к прогрессирующему
течению.

В мерзлых торфяных грунтах проявляются все типичные ста-
дии ползучести, выделенные при исследовании характера реологи-
ческого поведения мерзлых минеральных грунтов [Вялов, 1978]:

Таблица 3.2

Физические свойства образцов заторфоваипой супеси и торфа, испытанных
на одноосное сжатие

№ образ- ца Вид грунта Плотность, г/м3 Влаж- ность, Д- е. Влажность за счет неза- мерзшей воды при 0=—4,5"С Температура начала замер- зания грун- товой влаги, С
грунта частиц грунта
1 Заторфованиая
2 супесь, ^от = 0,1 Заторфованная 1.7—1,78 2,61 0,3—0,35 0,15—0,17 —0.01
3 супесь, /ОЛ1 = 0,3 Торф верховой, । г у 1111111,< чю-сфагно- 1,65—1,68 2,52 0,6-0,8 0,2 —0,01
4 П1.111, 1) = 30% Горф верховой, пушицевый, О 15%. пенару- 1,05—1,09 1,51 2,2—2,35 0,9—1,3 —0,01
тонного сложе- ния 1,01-1,02 1,5 9,5-10 1,6 —0,01
Рис. 3.1. Кривые ползучести и изохронные1 кривые для заторфованноп супе-
си при /от = 0,1 (а — образец 1), 1 от = 0,3 (б — образец 2) и верхового
пушицево-сфагнового торфа (в — образец 3), 0 = —4,5°С.
1’иг 3.2. Кривые ползучести мерзлого верхового пушицево-сфагнового торфа
(образец 3) при температуре —ГС (а) и 2,5СС (б).

I пеус гаповпвшаяся ползучесть; II —пластичио-вязкое течение;
III ирегрессирующее течение. В торфе длительность первой ста-
1.11П невелика, опа практически сразу переходит в незатухающее
пластично вязкое течение. Даже при незначительных напряжениях
затухающая ползучесть пе наблюдается. Когда напряжение превы-
1п;к-| определенное значение, которое можно назвать пределом дли-
е и.поп ползучести, аналогично тому, как это предложено
К «I» Нойтковским [1960] для льда, незатухающая ползучесть пере-
ходит в стадию прогрессирующего течения. Эта стадия сопровож-
щется пиКЧ1СНВНЫМ нарастанием деформаций. Поперечное сечение

образца у велпчпкается без паруше-
пни сплошности. Характер дефор-
мирования (рис. 3.3) мерзлого тор-
<|>п апало) пчен таковому для льда:
даже при температуре ниже тем-
пературы интенсивных фазовых
переходов незначительные напри
кеппя вызывают заметную дефор-

мацию.

Для заторфованных грунтов
по мере уменьшения заторфован-

/'»< .7 .7 Зависимость скорости отно-
< и |г >нак>|| осадки от напряжения для
< и из|о и. 1.||< тых грунтов (2, 3, 4, по дан-
ным (. < Нилова, В. В. Докучаева,
Д I’. |1||'|||1Кмапа 11976]), льда и торфа
(/. .5 по данным автора). Хв 1 (7),
(>,« (2). 0,6 (.7), 0,4 (4); /от = 1 (5);
Н 3,8 (/), 3 (2—4), —3,8 (5).

------1----9 --------

О 0,2 0,4 0,6 6, МПа
пости представляется возможным выделить участок с пренебрежимо
незначительными деформациями, как это характерно для минераль-
ных грунтов. Сопоставление зависимости б — <7 для торфа, льда
и спльнольдистых грунтов (см. рис. 3.3) показывает, что при незна-
чительных нагрузках скорость деформации льда выше, чем торфа
и льдистых минеральных грунтов, по мере увеличения напряжений
скорость течения торфа, как и льда, становится меньше, чем мине-
ральных, даже сильнольдистых грунтов. Это согласуется с данными
Н. К. Пекарской [1961, 1963], установившей указанное соотношение
для мерзлых грунтов различной криогенной текстуры и льда. Оно,
очевидно, обусловлено соотношением количеств льда как основного
цементирующего компонента и незамерзшей воды, ослабляющей це-
ментационные связи между прослойками льда и частицами грунта.

Согласно опытным данным С. С. Вялова [1959], Л. П. Гавелиса
и Г. Н. Максимова [1959], часто расположенные включения льда
при одинаковой льдпстости более способствуют уменьшению предель-
но длительной прочности и увеличению деформируемости грунта,
чем включения большей толщины, но расположенные реже, так
как в этом случае площадь контакта их с минеральными частицами
будет меньше, и, следовательпо, будет меньшее количество пезамерз-
шей воды при прочих равных условиях.

Как и указано в работе С. С. Вялова, В. В. Докучаева и
Д. Р. Шейпкмана [1976], при рассмотрении спльнольдистых грунтов,
отмеченный характер деформирования не означает, что деформации
основания будут меньше в том случае, когда оно сложено мерзлы-
ми торфами пли льдом, так как характерная для них незатухающая
ползучесть приводит к длительным деформациям, протекающим в
процессе всего срока эксплуатации зданий. Кроме того, деформации
течения возникают в гораздо большем массиве льда и торфа, чем

минерального грунта.

В целом анализ результатов исследования реологических
свойств мерзлых торфяных грунтов показывает, что для торфа и мине-
ральных грунтов, имеющих заторфованность выше 0,3, деформации
носят вязкий характер с преобладанием стадии установившегося
течения. Причем, если напряжение не превышает некоторого предела
называемого по К. Ф. Войтковскому [1960] пределом длительной
ползучести од.п, то стадия установившегося (с постоянной ско-
ростью) вязкого течения продолжается неограниченно долго. Если же

о > Од.п, то установившаяся стадия переходит в стадию прогрес-
сирующего течения с возрастающей скоростью (рис. 3.4, а). Дефор-

мационные свойства мерзлых за-
торфовапных грунтов при заторфо-
ванностп меньше 0,3 приближают-
ся ио своему характеру к свойствам

Рис. 3.4. Кривые ползучести мерзлых
торфяных грунтов.

а — торф и заторфованные грунты при 3огп <
< 0,3: б — заторфованные грунты при Зогп >
> 0,3.
мерз.и.) \ минеральных грунтов с выраженной стадией затухающей
но । чес 1П. Но из-за большого содержания незамерзшеп воды и
и...ши растительных остатков в заторфовапных грунтах больше

проявляются пластические свойства. Закономерности деформирова-
нии для них отражаются типичными кривыми ползучести (рис. 3.4,
Л) При напряжении, меньшем предела длительной прочности ом,
д и1 них отмечается затухающая ползучесть, а при напряжении,
превышающем указанный предел,— незатухающая ползучесть.

Таким образом, для торфа и сильиозаторфованпых грунтов
н.п! ряжением, определяющим допустимую нагрузку, может быть при-
нят предел длительной ползучести (предельное напряжение, при
котором нс наступит стадия прогрессирующего течения), а для
слабозаторфованпых, как и минеральных,— предел длительной проч-
ности (напряженно, до превышения которого деформации затухают,
и ралрх шепие не происходит).

3.2. ОДНООСНОЕ РАСТЯЖЕНИЕ

('он ро | п плен не растяжению мерзлых грунтов, в том
•пн к и торфяных, изучено недостаточно, очевидно, в силу того,
чю цо| вид разрушения ио является характерным при использова-
нии । щитов как оснований. Одиако сопротивление растяжению
инн лучшим образом раскрывает прочность внутренних связей, так
как исключается влияние трения и уплотнения. Большинство работ
но сопротивлению растяжению мерзлых минеральных грунтов со-
Д|-р.|,аг данные исследований при быстром воздействии нагрузок
[Пекарская, 19(>;>; (Пушерпна, 1974]. Опыты на длительное восприя-
тие разрывающих нагрузок, проведенные С. С. Вяловым [1959],
показывают, что мгновенное сопротивление растяжению в 1,5 —
2,2 раза больше мгновенного сцепления, а длительное — на 50—
70|,|| меньше. Что же касается мерзлых торфяных грунтов, то со-
противление их растягивающим нагрузкам практически не псследо-
..... Данные Г. Л. Кагана [1971], И. И. Романенко [Романенко,
Дпнпдопский, 1981] относятся лишь к отдельным видам торфа при
единичных значениях температуры. Сопоставление кривых ползу-
чести при растяжении и сжатии показало, что незатухающая пол-
ях честь в условиях растяжения возникает при меньшем напряжении,
чем в условиях сжатия.

Выполненные нами опыты по определению сопротивления ра-
। иылчнио мерзлого торфа проведены для широкого диапазона тем-
пера туры (от—0,5 до—25 С). Для испытаний использовались приборы
Мн хан. । пса, загружаемые с помощью рычагов. Образцы готовились
в формах в виде восмерок из просеянного и увлажненного грунта.
Испытаны также образцы верхового, спльноразложпвшегося торфа
ненарушенной структуры, которые выдавливались из талого моно-
лита, а затем замораживались. Лед готовился из педпетпллирован-
нон воды, которая заливалась в формы слоями по мере замерзания.
Загружеппе осуществлялось за 5—20 с, и нагрузка поддерживалась
Рис. 3.5. Зависимость сопротивления растяжению мерзлых грунтов от вре-
мени воздействия нагрузки.

а — 6 = —8°С; 1 — лед; 2 — торф (IV = 4,25, П = 40%); 3 — суглинок; 4 — супесь;

5— торф (ГУ =6,15, 11 = 15%); б —е = —4,5°С, 1 — торф (IV = 3,0, 0 = 20%);

2 — торф (ГУ = 2,05, О = 20%).

постоянной до момента разрыва. Процесс снижения прочности выяв-
лялся испытанием идентичных образцов различными, но постоян-
ными при каждом испытании нагрузками.

Результаты испытаний показывают значительное влияние на
прочность временного фактора: при увеличении напряжения период
до разрушения сокращается (рис. 3.5, а, б). Физические свойства
грунтов представлены в табл. 3.3. Как можно видеть, а при разрыве
мерзлого льдонасыщенного слаборазложившегося торфа оказалась
больше, чем льда, суглинка и глины. Это связано с тем, что сопро-
тивление грунтов разрыву обусловлено только структурными свя-
зями, которые в мерзлых дисперсных грунтах полностью зависят
от цементации частиц льдом и прочности самого льда. При полном
влагонасыщепип торфа значительное содержание льда, армирован-
ного растительными остатками, и является причиной увеличения

Таблица 3.3

Физические свойства торфяных грунтов и льда

Вид грунта р IV И'н ®н.з» 'С о, °с
Г/с №
Лед 0,92 — — — —. —8
Торф верховой пушицевый, Б = 40% 0,88 1,57 4,25 1,05 —0,2 —8
Суглинок 1,86 2.77 0,3 0,09 —0,3 —8
Супесь 1,95 2,66 0,185 — ±0,0 —8
Торф верховой пушицевый, Б = 15% 0,96 1,57 6,15 1,23 —0,2 —8
Торф верховой древесно- травяной, Б = 20% 1,12 1,59 2,05 1,5 —0,2 -4,5
Рис .4 П. Зависимость сопротивления
1>11гт1Н1и'|||по мерзлого пушпцово-
фагиового торфа ненарушенного
сложения от температуры.

I 201'.; » КС; 3 — 6,5°С; 4 — 4,5°С,

Рис. 3.7. Зависимость сопротивления
растяжению мерзлого пушицево-сфаг-
нового торфа от температуры при раз-
личном времени воздействия нагрузки.

1 — 5 мин; 2 — 60 ч; 3 — 200 ч.

и нем цементационных связей по сравнению с глинистыми и песчаны-
ми грунтами. Что же касается чистого льда, то он всегда содержит
защемленный воздух, нарушающий сплошность сечения, в связи

с чем его сопротивление меньше.

По данным испытаний верхового пушицево-сфагнового торфа
ненарушенного сложения (образцы вырезаны из талого монолита
п затем заморожены) видно, что чем выше температура, тем интен-
сивнее происходит снижение прочности во времени (рис. 3.6, 3.7).
'Гак. прочность за 240 ч при температуре —4.5°С снизилась в 2,7 ра-
за но сравнению с мгновенной, при —8,сС — в 1,7 раза, при —20 С—•
в 1,5 раза. Торф ненарушенного сложения обладает более высокой
прочностью, чем образцы, искусственно приготовленные из этого
же высушенного просеянного, а затем увлажненного и заморожен-
ного грунта: при температуре —22 С и напряжении 21-105 Па в тор-
фе ненарушенной структуры разрушение произошло через 247 ч,
а в искусственно приготовленном образце—всего через 40 ч. Уста-

новлено также уменьшение прочности с
.поженим торфа: при температуре —6°С
и напряжении 18-105 Па время до
разрыва средперазложившегося торфа
(/> 20%, IV = 4,77) составило

Рис. 3.8 ('.равнение временной зависимости
сопротивления разрыву п значений эквива-
лентно! о сцепления (ор и сэ) мерзлого верхо-
вого средперазложившегося торфа (0 =
= —4,5'С, р = 1,02 г/см3, IV = 9,1, р8 =
= 1,5 г/см3).

увеличением степени раз-
8,3 ч, а сильпоразложившегося (П = 45%, 1У = 2) — 2,2 ч.

Сопротивление растяжению мерзлого торфа как мгновенное,
так и длительное, оказалось выше эквивалентного сцепления, полу-
ченного при прочих равных условиях (одинаковых физических
свойствах образцов, времени воздействия нагрузки, температуре)
(рис. 3.8). В процессе испытаний на растяжение наблюдалось плас-
тическое развитие деформаций.

3.3. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ ОПИСАНИЕ ПРОЦЕССА
ДЕФОРМИРОВАНИЯ МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

Приведенные выше экспериментальные данные ис-
пытаний мерзлых торфяных грунтов на одноосное сжатие и растя-
жение выявляют нелинейную зависимость между напряжением и
деформацией, причем характер деформирования меняется в зависи-
мости от заторфованности, приближаясь с ее увеличением к харак-
теру деформирования льда, а при уменьшении — мерзлых мине-
ральных грунтов. В связи с этим для описания зависимости между
развитием деформации во времени и напряжением в мерзлых торфя-
ных грунтах необходимо исходить из анализа имеющихся решений
для мерзлых минеральных грунтов и льда, выявить наиболее соот-
ветствующие из них и получить необходимые параметры.

Зависимость между напряжением и деформацией на основе
реологических представлений широко исследована С. С. Вяловым,
Ю. К. Зарецким, Н. К. Пекарской, С. Э. Городецким и др. Полу-
ченная методика прогноза деформаций во времени сводится к сле-
дующему [Вялов. 1978].

По результатам испытаний идентичных образцов при постоян-
ной температуре различными, но постоянными для каждого образца
нагрузками получают семейство кривых ползучести, каждая из ко-
торых соответствует своему напряжению (щ <; о2 < О’,). Если по
кривым ползучести построить зависимость б — о для каждого фик-
сированного момента времени, то будем иметь семейство кривых,
называемых изохронными.

Изохронные кривые имеют уравнения, которые в общем виде
записываются следующим образом:

о = <р (6) или б = / (о). (3.1)

Выделяются три случая:

1) изохронные кривые не подобны, каждая из них описывается
своей зависимостью о = /г(б);

2) все изохронные кривые подобны, кроме кривой начальной
деформации, которая выражается иной зависимостью б — &' о =
== /(б) при I > 0 и о = /о(6) при I = 0;

3) все изохронные кривые, включая кривую I = 0, взапмопо-
добиы: о = <р(б) при 0 I < оо.

Для мерзлых минеральных грунтов рекомендуется принимать
третье условие взапмоподобпя изохронных кривых и условие подо-
бия кривых ползучести, для которого зависимость относительной
деформации от напряжения и времени при 0 I < оо записы-
вается в виде

б = /(ст)Ф(2) или ф(б) = стф(г),

(3-2)

где ф(/) или Ф(0 — функция ползучести (функция времени). Эта
функция должна быть такова, что при I = 0 получаем ф(^) = Ф(1) =
= 1. Тогда о = <р(б) пли б = /(о) выражают зависимость в началь-
ный момент времени и описывают изохронную кривую при I =
— 10 —> 0. Все другие изохронные кривые при I > 0 получаются
умножением ординат начальной кривой ст — б на функцию ползу-
чести ф(0. Это позволяет весьма просто учесть фактор времени, ре-
шить задачу без учета ползучести, а затем полученные значения
ср(6) умножить на функцию ползучести, определив, таким образом,
развитие деформации во времени.

Если кривые ползучести, изохронные кривые подобны, то в обо-
их случаях семейство кривых можно свести к единой, инвариантной
кривой. Для этого кривые ползучести строятся в координатах
б//(/) — I, а изохронные кривые — в координатах ст — Е(/), где
= 1/ф(<). Для установления закономерности ползучести каж-
дого вида мерзлого грунта при фиксированном значении темпера-
туры из опыта по изохронным кривым устанавливают вид функции
<р(6) или /(ст), связывающей напряжение и деформацию. Для мерз-
лых грунтов она может быть принята в виде

ст = Лбт, (3.3)

где А — параметр деформирования, имеющий размерность напря-
жения (мПа) и зависящий от свойств грунта, температуры, времени;
т — коэффициент упрочнения, обусловленный типом грунта, но
не зависящий от его температуры. Функция же времени ф(/) или
Ф(Д, характеризующая развитие деформации во времени и зави-
сящая от вида грунта и его физических свойств, может быть опре-
делена по кривым ползучести.

Для того, чтобы получить зависимость развития деформации
от напряжения и времени воздействия нагрузки, необходимо выра-
зить сочетание функций ф(б) или /(ст) и ф(0 или Ф(/), т. е. получить
уравнение ползучести. Такое сочетание может быть выражено сте-
пенной, логарифмической пли дробно-линейпой зависимостями
[Вялов, 1978]:

б” = о/Л0[1 + к(1/Т)а], (3.4)

бт = о/Л0{1 + к 1п [(/ + Т)/?1]}, (3.5)

Я __________О (Г + к1)_______ 2 „

Си1Г(1-°Ч) + Ч1-^)]’ 1 '

где А — модуль мгновенного деформирования, Па; А’, т, а — безраз-
мерные параметры; Т — произвольная величина периода време-
ни, ч; Сп, ст5 — параметры изохронной кривой для мгновенной де-
формации.
Как можно видеть из (3.2), деформация ползучести (р(б) в лю-
бой момент времени пропорциональна напряжению о, умноженно-
му па функцию ползучести ф(<). Как отмечено в работе С. С. Вя-
лова, Ю. К. Зарецкого, С. Э. Городецкого Ц981 ], такое допущение
может быть принято в том случае, когда напряжение постоянно
либо постепенно увеличивается. Если же с течением времени о умень-
шается до 0, то по (3.2) деформация должна полностью исчезнуть,
что не соответствует действительности, так как деформация ползу-
чести всегда состоит не только из обратимой, но в большей мере из
остаточной деформации. Кроме того, (3.2) не позволяет учитывать
изменение во времени деформации в зависимости от непостоянства
свойств грунта, обусловленного изменением температуры. Выра-
зить изменяемость деформации во времени с учетом переменной на-
грузки и свойств грунта представляется возможным, если записать
(3.2) в интегральной форме из условия теории наследственной пол-
зучести Вольтерра — Больцмана, согласно которой деформации в
данный момепт времени учитывают их предшествующие изменения.
В этом случае уравнение ползучести имеет вид

<р (б) = О (() + [о (т) К (I — V) (IV, (3. 7)

где о(1) — переменное во времени напряжение; К(1 — \’) — ядро
ползучести, характеризующее скорость деформирования; V — пере-
менная интегрирования. Уравнение (3.7) позволяет определить де-
формацию б в момент времени I от нагрузки, изменяющейся по про-
извольному закону о(л’).

Таковы основные теоретические предпосылки, устанавливаю-
щие взаимосвязь между напряжением, деформацией и временем
действия нагрузки.

Применительно к мерзлым торфяным грунтам прежде всего на-
ми предпринята попытка оценить возможность использования урав-
нения (3.3), отличающегося значительной простотой и позволяюще-
го установить зависимость между деформацией, напряжением и
временем для самого распространенного случая работы грунтов как
оснований — когда нагрузка постоянна либо постепенно увеличи-
вается.

Как показано С. Э. Городецким [1975], для каждого вида ми-
нерального грунта параметр т в уравнении (3.3) лучше применять
постоянным, независимым от времени действия нагрузки и темпе-
ратуры. Параметр же А/,в является функцией времени и темпера-
туры. Для нахождения параметров т и Л(,е кривые ползучести пе-
рестраиваются в виде ст — б. При этом по оси абсцисс каждой кри-
вой ползучести выбираются не менее 5—6 точек, соответствующих
различным моментам времени I воздействия нагрузки, затем пз
каждой точки проводились прямые, параллельные оси ординат, по
точкам пересечения этих прямых с кривыми ползучести (каждая пз
которых соответствует своему значению о1т о2, о3. ...) определяются
величины деформаций б17 62, б3, ..., вызванных действием напряже-
Рис. 3.9. Зависимость между напряжением и деформацией при темпе-
ратуре —4,5°С для заторфовапной супеси /0 = 0.1 (I) и .1от = 0,3
(II), торфа (III).

Время воздействия нагрузки: 1 — 1 ч, 2 — 4 ч, 3 — 10 ч.

ний огх, <т2, о3... в моменты времени 1Г, 12. 1а, ... . Точки пересечения
наносятся на диаграмму «относительная деформация — напряже-
ние». В результате такой перестройки кривых 6 — I в графике
о — б получается семейство кривых «напряжение — деформация»,
причем каждая из этих кривых отвечает данному моменту времени
воздействия нагрузки.

Такие графики (рис. 3.9) показывают нелинейность связи
между напряжениями и деформациями для мерзлых торфяных грун-
тов, причем с увеличением заторфованности деформация при одном
и том же напряжении увеличивается. Перестройка полученных
кривых о — 6 в логарифмических координатах показала, что для
испытанных заторфованных грунтов (./,>„, <2 0,3) так же, как и для
минеральных, зависимость 1п о—1п 6 образует «кусочно-прямые»
линии, состоящие из двух участков, разделяемых точкой перегиба
(рис. 3.10). Угол наклона к оси абсцисс первого участка прямых,
относящегося к малым напряжениям, значительно больше, чем
второго. Таким образом закон деформирования заторфованных
грунтов так же, как и минеральных, меняется при достижении на-
пряжением определенного значения о^. Для торфа такое явление не
отмечено (см. рис. 3.10, в).

Это, очевидно, связано с большой ползучестью скелета торфа
и льда и отсутствием упрочнения в результате уплотнения, харак-
терного для минеральных грунтов. Это еще раз подтверждает тот
факт, что для торфа, как и для льда, основным видом деформиро-
вания является незатухающая ползучесть, пластические деформа-
ции в пем развиваются даже при незначительных нагрузках. Линей-
ность зависимости 1п б — 1п о позволяет представить (3.11) в вп-
де У = кХ + В, если положить У = 1п о; X = 1п 6; к = т;
В = 1п Л^е. Используя это уравнение, легко найти параметры
т и А1в. В нашем примере для торфа при 0 = —4,5, т — 0,41;
А„ = 9,2 МПа; А2г = 8,60 МПа. А10г = 6,21 МПа.

Для мерзлой заторфовапной супеси так же, как и для мине-
ральных грунтов, закон деформирования описывается двумя урав-
нениями:

о = А8т при о «С о,-,
о = А'8т' при о^о8.

Параметры этих уравнений получились равными: при I = 2 ч, 0 =
= _4,5°С, /0П1 = 0,1, т = 0,68, т = 0,47 А2г = 66,7 МПа, =
— 14,15 МПа; при /01П = 0,3, т = 0,7, т = 0,45 Л2г = 54.6 МПа;
А2г = 11,02 МПа. Так как описание процесса деформирования дву-
мя уравнениями значительно усложняет расчеты, а. несмотря па
расхождение в значениях т и т', экспериментальные точки весьма
близко ложатся от прямой, построенной способом наименьших
квадратов (см. рис. 3.10), то в рассматриваемом диапазоне напря-
жений для мерзлых заторфованных грунтов, так же, как и для ми-
неральных, можно принять среднее значение т. На рпс. 3.9 кривые
для заторфовапной супеси (/ош = 0,3) построены при одном значе-
нии т = 0,50. Отклонение экспериментальных точек наблюдается
лишь при малых напряжениях и пе превышает 28%, что сопоста-
вимо с разбросом, вызванным неоднородностью заторфованных
грунтов. Поэтому для них допустимо описание зависимости между
о и б единым степенным законом. Параметр т для всех испытанных
грунтов оказался, как и для минеральных, практически независи-
мым от времени действия нагрузки", аппроксимированные прямые
1п о — 1п б. построенные при фиксированных значениях времени,
параллельны. С увеличением заторфованности величина параметров
т п А уменьшается (табл. 3.4).
Значение параметров т и А по данным испытаний на одноосное
сжатие мерзлых торфяных грунтов при температуре —4,5°С (по
данным рис. 3.10)

Вид грунта 771 А2г, Ша
Заторфованная супесь, /от = 0,1 0,51 20
То же, ^от = 0,3 0,50 14,8
Торф верховой средиеразложившпйся 0,41 8,6

Для минеральных грунтов параметр т оказался

не зависящим

от времени действия нагрузки и температуры [Городецкий, 1975],
хотя отмечена некоторая тенденция к уменьшению т с понижением
температуры. Для мерзлого торфа только первый из этих выводов
оказался справедливым, т. е. т не зависит от времени действия на-
грузки, что подтверждается параллельностью прямых 1п о — 1п 6,
пострознных для фиксированных значений времени (см. рис. 3.10).
Выравнивание в координатах 1п 6 — 1п о кривых ползучести для
торфа показывает четко выраженное уменьшение т и увеличение
А с понижением температуры (см. рис. 3.10, табл. 3.5). Зависимость
параметра т для торфа от температуры, очевидно, обусловлена
фазовыми превращениями влаги. Наши опыты (см. рис. 3.10) вы-
полнены для температуры интенсивного замерзания грунтовой
влаги (от —1 до —4,5°С), в то время как вывод о независимости т
от температуры для минеральных грунтов получен по результатам
анализа опытов, выполненных в таком диапазоне температуры (от
—5°С до —20°С), когда количество незамерзшей воды в грунте ос-
тавалось практически неизменным. Для промерзающего торфа т —
= /(6) может быть аппроксимирована линейной зависимостью. Ее
уравнение в пределах |6н.а |< |6| < 6°С имеет вид

тв = 0,8 - 0,1 Ю1-

(3.8)

Параметр А для мерзлых торфяных грунтов так же, как и для
минеральных, является явно выраженной функцией времени и тем-
пературы (рис. 3.11 а). Как можно видеть, характер изменения А
идентичен характеру изменения прочности во времени. Выражение

зависимости 1/Л — 1п I показыва-
ет, что для определенных участков
времени она может быть аппрок-
симирована линейным законом.
Полученные прямые экстраполи-
руются в полюс (см. рис. 3.11), что
позволяет записать выражение для
в следующем виде:

(3.9) ,

Таблица 3.5

Значение параметров т п А для мерз-
лого верхового, пушицево-сфагново-
го торфа при различной температуре

Температура, °С т А2г, МПа
—1 0,78 3,7
—2,5 0,47 6,04
—4,5 0,41 8,8

А — —

(’е Ь(МП)

п?
сфагнового торфа.

]__е — —4,5°С; 2 — 0 = —2,5°С; 3 — 0 = —1°С. Параметр А определялся по

опытным данным путем статистической обработки: п 1п А + 1и б = X 1и о (и —
число опытных определений).

где Ре — котангенс угла наклона прямых 1/Л — 1п I, полученных
для каждого значения температуры; <п, Ап — температура и пара-
метр А в точке пересечения прямых 1/Л — 1п I (в полюсе).

Зависимость ре от температуры в пределах интенсивных фазовых
переходов для испытанного торфа также оказалась близкой к ли-
нейной, уравнение ее имеет вид

Ре = 12,2 |©|. (3.10)

Таким образом, испытав образцы торфа при двух значениях темпе-
ратуры, можно графически определить значение Ап и 1П, а затем
для любой температуры в пределах 011Э > © > —6°С, найти пара-
метры р (ио (3.10)) и Л/_е (по (3.9)).

В целом зависимость между напряжением и деформацией для
мерзлого торфа может быть выражена законом, записываемым в
виде

о = Д^б”10. (3.11)

Как показала обработка изохронных кривых и кривых ползу-
чести мерзлого торфа, степенная зависимость оказалась наиболее
приемлемой и в том случае, когда закон деформирования записы-
вается с учетом мгновенного деформирования (при 1 = 0). С этой
целью нами использовалась степеппая зависимость вида [Вялов,
1978]

г-е„[1+“М1’ (зл2)
Рис. 3.12. Завпспмость 1п

для верхового торфа при 6 = —4,5°С, по-
строенная но данным обработки кривых пол-

гг.(8т/6-1/Ем)

-1,7

-1,9

-2,1

О 1 2 1пЪ

зучести.

где Емга — модуль мгновенного (I = 0) деформирования, МПа;
т, а, а — безразмерные величины, 7' — произвольная величина,
которую можно принять равной 1 ч.

Если принять Т* = Ь~^аТ, тогда

бт = №г„)[1 + (А)р]. (3.13)

Рассмотрим пример нахождения зависимости деформации от
напряжения и времени действия нагрузки по (3.13) для мерзлого
торфа, спрямление кривых ползучести которых в координатах 1п о —
— 1п б представлено на рис. 3.10, в. Параметр ш как тангенс угла
наклона 1п о — 1п б равняется 0,41. Пунктирная линия па графике,
проведенная для условия I = 0, определит величину По = Еыг„,
откуда 2?мгн =1°«. Для нашего случая, согласно графику (см.
рис. 3.10, в), По = 3,4, следовательно, НМГ11 = 29,9 МПа.

С целью нахождения параметра а строим обобщенный график
/ бт 1 \

в координатах У = 1п __~ р— I, X = 1п I (рис. 3.12). Линей-

\ о ^МГН /

ность этой зависимости подтверждает достоверность формулы (3.12)
для выражения взаимосвязи между напряжением, деформациями и
временем воздействия нагрузки в мерзлом торфе. Значение пара-
метра а для рассмотренного примера составляет 0,11.

Как было показано выше, в мерзлом торфе аналогично льду де-
формирование даже при незначительных нагрузках протекает в
стадии незатухающей ползучести, переходящей в прогрессирующее
течение и поэтому следовало бы прогнозировать период времени от
начала загрузки до наступления прогрессирующего течения, а за-
тем по зависимости (3.11) пли (3.12) вычислить величину деформа-
ции за этот период. Следует отметить, что вязкое течение без нару-
шения сплошности сечения мерзлого торфа под нагрузкой, как бу-
дет показано ниже, приводит к нелинейности зависимости 1/о —
1п I, а следовательно, и к нелинейности 1/Л — 1п I. Поэтому
временной предел применимости (3.11) невелик и необходимы даль-
нейшие разработки методов оценки деформируемости и прочности
мерзлых торфяпых грунтов.

В последующих главах рассматривается разработанная нами
методика использования температурив- и напряженно-временных
аналогий для прогноза длительной деформируемости мерзлых тор-
фяпых грунтов по результатам кратковременных опытов, а также
способ оценки длительной прочности, полученный на основе кине-
тической теории прочности твердых деформируемых тел.
3.4. ЭКВИВАЛЕНТНОЕ СЦЕПЛЕНИЕ
МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

Эквивалентное сцепление (сэ) в механике мерзлых
грунтов считается одной из основных характеристик прочности их
внутренних связей.

Методика определения сэ вдавливанием в грунт шарикового
штампа постоянной нагрузкой была предложена Н. А. Цытовичем
[1954]. Она аналогична методике определения твердости металлов
(проба Брипнеля) и основана на решении теории пластичности [Иш-
линский, 1944], согласно которому между сцеплением идеально плас-
тичного тела с, нагрузкой на шарик Р и поверхностью отпечатка Р
установлено соотношение с = 0,18Р/Р. Оно определяет чистое сцеп-
ление. Однако в грунтах проявляется и внутреннее трение. С. С. Вя-
ловым и Н. А. Цытовичем [1956] показана возможность ие выделять
трение и сцепление в отдельные характеристики, а рассматривать
сопротивление вдавливанию сферического штампа как комплексную
характеристику, которая названа ими эквивалентным сцеплением.

Погружение сферического штампа в среду, обладающую свой-
ством ползучести, в том числе и в мерзлые грунты, происходит во
времени, а так как при этом увеличивается площадь отпечатка, то
соответственно уменьшается и напряжение под штампом, что можно
рассматривать как релаксацию напряжений.

При определении сцепления мерзлых торфяных грунтов предва-
рительно необходимо выяснить два методических вопроса: примени-
ма ли для них стандартная методика испытаний шариковым штам-
пом (размер шарика, величина нагрузки и пр.); применима ли для
них существующая методика прогноза длительного сцепления по
данным кратковременных испытаний. Эти вопросы возникают в
связи с большей, по сравнению с минеральными грунтами, неодно-
родностью н льдистостью торфа и более интенсивно выраженными
свойствами ползучести самого скелета.

Исследования влияния размеров сферического штампа и на-
грузки па величину эквивалентного сцепления для минеральных
грунтов выполнялись С. С. Вяловым [1959]. Сопоставительными ис-
пытаниями супеси при температуре—1,4°С штампами диаметром 14,3;
15; 60,5 мм показана инвариантность величины длительного
сцепления по отношению к диаметру штампа, но при этом
отмечается, что для оценки прочности мерзлых грунтов, содер-
жащих ледяные включения, следует применять штампы достаточ-
но большого размера.

Расчет эквивалентного сцепления по данным опытных опреде-
лений осадок шариковым штампом выполняется в предположении
линейной зависимости между нагрузкой на штамп и его осадкой;
сцепление же грунта как его физическая характеристика должно
оставаться одним и тем же, независимо от величины нагрузки. Од-
нако опыты по вдавлпвапшо шарика в мерзлые минеральные грун-
ты различными нагрузками [Вялов, 1954] показали, что зависи-
мость между нагрузкой и осадкой фактически нелинейна и меняется
76
Рис. 3.13. Схема установки для полевых испытаний
грунтов сферическим штампом.

1 — штамп; 2 — штанга; з — анкера; 4 — направляющая
втулка; 5 — индикатор; 6 — динамометр; 7 — груз; 8 —
рычаг; 9 — станина рычага; 10 — теплоизоляция; 11 — утеп-
ленный навес; 12 — основание рычага.

по затухающему закопу, соответственно и значение эквивалентного
сцепления минеральных грунтов увеличивается с возрастанием на-
грузки. Это объясняется сближением частиц групта в результате те-
чения льда, более плотной их упаковкой, что обусловливает уве-
личение молекулярных сил взаимодействия [Вялов, 1959].

С целью выяснения указанных методических вопросов для мерз-
лых торфяных грунтов нами был проведен комплекс исследований
как в лабораторных, так и в полевых условиях для широкого диа-
пазона изменения температуры (от 0 до —48°С) и физических свойств
образцов. Проанализированы также опытные данные других
авторов.

Установка для полевых испытаний представлена на рис. 3.13.
Нагрузка на сферический штамп с1 = 220 мм передавалась рычаж-
ной системой, укрепленной анкерами, заглубленными в вечномерз-
лый грунт на 5 м. Для сохранения постоянной температуры в про-
должение всего опыта поверхность грунта в шурфе изолировалась
пенопластом, пленкой и сухим торфом. Штамп предварительно ох-
лаждался. а после монтажа установки и устройства изоляции для
поддержания равновесной температуры выдерживался без нагруз-
ки в течение суток. Замер осадки штампа производился двумя ин-
дикаторами часового типа с ценой деления 0,01 мм.
Физические свойства вечномерзлого верхового древесно-мохового торфа, испы-
танного сферическим штампом в полевых условиях

Характеристика № опыта
1 1 2 1 3 4 1 3 6 1 7 1 8 1 э
Плотность частиц грунта, г/см3 1,48 1,56 1,56 1,56 1,56 1,56 1,57 1,55 1,56
Плотность грунта, г/см3 0,98 1,02 1,09 0,93 0,93 0,95 0,70 0,91 1,02
Плотность сухого грунта, г/см3 0,05 0,17 0,315 0,11 0,11 0,12 0,17 0,13 0,15
Влажность 18 5 2,6 7,6 7,3 6,7 3,2 6,2 5,8
Коэффициент по- ристости 28,4 8,2 3,95 13,1 13,1 12 8,23 10,9 9,43
Молекулярная влагоемкость 1,5 1,09 1,09 1,09 1,09 1,09 — —
Полная влагоем- кость 19,2 5,26 2,53 8,4 8,4 7,6 5,23 7,03 6,04
Содержание неза- мерзшей воды при 6=—7,5°С 1,3 1,05 1 1,1 1,1 1,05
е=—0,3°С 3,5 2,5 1,8 2,8 2,8 2,7 — — —.
Температура на- чала замерза- ния, °С -0,06 -0,16 —0,25 —0,11 —0,14 -0,14 -0,2 —0,1 —0,11
Степень разло- жения, % 10 20 30 25 25 25 20 20 20

Испытания выполнялись автором совместно с В. П. Наумовым
в районе г. Усинска Коми АССР. Проведено 9 штамповых опытов:
1—3 — летом (июль 1975 г.) при температуре грунта от —0,2°С
до —0,4°С и 4—9 — зимой (февраль — март 1976 г.) прп темпера-
туре от —6,7 до —7,4°С. Нагрузка на штамп соответственно зада-
валась 900—1090 Н и 6500—7040 Н. Летппе испытания (1—3) вы-
полнены в перелетке мерзлого верхового слаборазложившегося
сфагнового торфа мощностью 1.5 м на глубине 40 см. Все зимние
опыты (4—9) проведены на одной и той же площадке, сложенной
вечномерзлым торфом, мощностью около 5 м. Слой сезонного отта-
ивания не превышал 0,5 м. Глубина шурфов составляла около 1 м.
Штамп устанавливался в слое верхового среднеразложпвшегося
древесно-мохового торфа. Расстояния между штампами в полевых
опытах 4, 5, 6 не превышали 1 м, глубина шурфа была одинаковой.
Физические свойства грунта, определенные до начала испытания,
представлены в табл. 3.6. Некоторый разброс в данных о физиче-
ских свойствах торфа (неодинаковые влажность, объемная масса
и т. д.) следует отнести за счет неоднородности массива торфа.

Параллельно при таких же температурах выполнялись с трех-
кратной повторяемостью лабораторные испытания сферическим
штампом диаметром 22 мм (в 10 раз меньше, чем в полевой
установке).
Рис. 3.14. Зависимость сэ торфа от времени I ио результа-
там полевых (а) и лабораторных (б) испытаний (цифры на
графике — номера опытов; физические свойства и темпе-
ратуры приведены в табл. 3.6).

Образцы ненарушенного сложения для лабораторных опытов
отбирались в шурфах, где проводились полевые испытания. Подбор
нагрузок и методика опытов принимались согласно ГОСТу.

Сравнение зависимостей эквивалентного сцепления от времени
действия нагрузки по данным полевых и лабораторных опытов
(рпс. 3.14) показывает сопоставимость результатов, полученных
в обоих случаях. Максимальные отклонения опытных данных от
среднего арифметического близки к разбросу лабораторных дан-
ных (%):

Время Полевые работы ЛаСоратсраые опыты
5 с 12,6 32,3
0,5 ч 14,8 10,5
2 ч 15,3 6,3
8 ч 14,5 5.4
192 ч 10,2 5.3

Проведена также серия лабораторных испытаний по выявлению
влияния на величину эквивалентного сцепления диаметра штампа и
нагрузки.

Ниже анализируются данные испытаний верхового средпераз-
ложпвшегося древесно-осокового торфа (р. Верх. Нерюнгри,
Я АССР). Образцы приготовлены из одного монолита. Отмечена ми-
нерализация торфа, что сказалось на физических свойствах:

Плотность, г/см3 2,03 Коэффициент пористости 4,48
Объемная масса, г/см3 1.21 Температура начала замер- —0,1
Влажность по отношению к су- зания, °С Влажность за счет незамерз-
хой навеске, д. е. 2,2
Объемная масса скелета, г/см3 0,37 шей воды прп температу- ре —4,0°С 0,9

Испытания выполнялись при температуре —4,2°С с 3- и 6-крат-
ной повторяемостью под постоянной нагрузкой штампами различ-
ных диаметров (табл. 3.7). Величина нагрузки задавалась кратной
квадрату множителя подобия. « ,

Степень сходимости определений сцепления может быть оце-
нена по типичным данным испытаний (рис. 3.15, табл. 3.8). При
выполнении статистической обработки приняты следующие обо-

/п

. _ г 2^1/(п—1)— средняя кадратическая ошиб-
ка отдельного испытания; А = — средняя квадратическая

ошибка среднего арифметического; р=—— 100% — показатель
сэ.ср

точности; п — число повторных испытаний одного образца; сэ ср —сред-
неарифметическое значение сцепления; А, = са } — сэ.сР — отклонение
от среднеарифметического значения эквивалентного сцепления.

Таблица 3.7

Диаметры штампов и нагрузки прп модельных испытаниях
Анализ экспериментальных
данных показывает, что разброс
опытных точек зависит от вели-
чины нагрузки и периода вре-
мени от начала ее приложения.
Так, прп испытании торфа ша-
риком с1 = 22 мм под нагруз-
кой 30 и 40 Н показатель точ-
ности составлял от 5 до 17 %.
С увеличением нагрузки сходи-
мость результатов повторных
определений сцепления повыси-
лась. Прп величине нагрузки
в пределах 60—160 Н показа-
тель точности по данным вось-
мичасовых испытаний равнял-
ся от 6 до 1,5%. Дальнейшее

Рис. 3.15. Сцепление

древесно-осокового

сэ,МПо

среднеразложпвшегося
торфа по данным па-
раллельных определе-
ний, выполненных на
одном образце прп
температуре — 4,5°С;
Л = 22 мм; р = 80 Н; 1,
2, 3... — опытные точки.

О 60 120 180 240 2,мин

увеличение нагрузки привело к

сокращению разброса. Что же касается влияния времени воз-
действия пагр^зкп, то самый большой разброс опытных данных
отмечается для мгновенной деформации. С увеличением длитель-
ности испытаний напряжение под шариком распределяется бо-
лее равномерно и совпадаемость результатов повышается. Этот

вывод относится к нагрузкам, которые не превышают некоторого
предела. Например, прп нагрузке 190 (шарик с1 = 22 мм. темпера-
тура —4,2°С) с увеличением периода испытания показатель точно-
сти постепенно возрастает от 3% прп мгновенном приложении на-
грузки до 14% при восьмичасовых испытаниях.

Какого-либо влияния температуры на сходимость опытных дан-
ных для торфа не выявлено. Оно может быть сведено к влиянию на-
грузки. Для сравнения приводим результаты статистической обра-
ботки опытных данных, полученных для торфа при 0 = —2.5 С
(см. табл. 3.8). Как можно видеть, совпадаемость результатов прак-
тически одинакова. С понижением температуры сцепление увеличи-
вается, соответственно необходима большая нагрузка для вдавли-
вания шарика на одну и ту же глубину или более длительный пери-
од времени ее воздействия. Так, для наших опытов при д. = 22 мм,
0 = —4,2°С нагрузка до 30 Н оказалась недостаточной для полно-
го разрушения цементационных связей льда в мерзлом торфе. С по-
нижением температуры этот предел будет возрастать, а с повыше-
нием — уменьшаться при прочих равных условиях. Рекомендуемый
ГОСТом способ задания нагрузки на шариковый штамп для испы-
тания минеральных грунтов, при котором осадка за 15 мин (х15)
должна находиться в пределах 0,05с?ш х15 0,005 б7ш, является

приемлемым и для мерзлого торфа.

Характер зависимости сцепления от величины нагрузки в тор-
фе оказался иным по сравнению с минеральными грунтами. Как
и для минеральных грунтов, эта зависимость нелинейна, но если,
по данным С. С. Вялова, для глины, суглинка и супеси увеличение
6 Л. Т. Роман 81
Статистическая обработка опытных данных

Условия проведения опытов Время отсчета са 105 па °й 105 Па О, 105 Па Р, %
Сред- НИЯ Мини- мальная Макси- мальная
Нагрузка на штамп
80 Н 1 мпн 27 24 30 6,75 3,9 14,5
Диаметр штампа 22 мм 5 мпн 17,9 16 19,4 2.57 3,9 10,2
15 мпн 13,4 14 12 1,5 1,04 10
Температура грунта 0,45 3,9
—4,5‘С 30 мпн 11,5 10.8 12,6 0,6
1 ч 10,3 9,8 10,9 0,7 0,49 4,75
3 ч 8,5 8 9 0,7 0,5 5,9
6 ч 7,6 7,2 8 0,56 0,39 5,1
8 ч 7,2 6,7 7,8 0,68 0,48 6,6
Нагрузка на штамп
160 Н 1 мпн 32,7 21,6 43,2 10,8 6.2 19
5 мпн 16,7 14,9 17,3 1,6 0.9 5,6
Диаметр штампа 22 мм 15 мпн 12,8 10,9 13,9 1,7 1,0 7,5
Температура грунта 3.4
—4,5°С 30 мпн 10,5 10 11,2 0,6 0,4
1 ч 9,6 9 9,9 0,7 0,4 4,4
3 ч 7,8 7,5 8 2 0.3 0 2 2,4
6 ч 7,1 6.8 7.0 0,3 0,2 2,5
8 ч 6,7 6,6 6,9 0,1 0,8 1,12
Нагрузка на штамп
40 Н 5 с 4,6 3 5,5 0,96 0,43 9,3
Диаметр штампа 22 мм 30 мпн 1,8 1,5 2,2 0,25 0,11 6,3
2ч 1,5 1,3 1,8 0,22 1 6,7
Температура грунта
—2,.ТС 4 ч 1,4 1,2 1,7 0,21 0,96 6,85
8 ч 1,3 1,1 1,6 0,19 0,86 6,6

нагрузки приводит к возрастанию сцепления, что свидетельствует
об упрочнении мерзлых грунтов, то для торфа наблюдается умень-
шение сцепления с ростом нагрузки (рис. 3.16). Указанная законо-
мерность объясняется отсутствием упрочнения ввиду податливости
самих частиц торфа. Характерно, что с увеличением времени воздей-
ствия нагрузки ее влияние на сцеплепие уменьшается. Это является
результатом воздействия временного фактора па процесс разруше-
ния: при малых нагрузках необходим больший период времени для
разрушения внутренних связей. При достаточном увеличении на-
грузки и длительности воздействия эффект ее влияния на сцепление
практически исчезает, и для торфа, как и для минеральных грун-
тов, сцепление можно рассматривать как постоянную величину, не-
зависимую от давления (рис. 3.17). Данные испытания штампами
различного диаметра выявили тенденцию к незначительному умень-
шению сцепления с ростом диаметра. Мы сопоставили результаты
восьмичасовых опытов при нагрузке кратной квадрату множителя
подобия (га = (табл. 3.9).
Рис. 3.16. Зависимость эквивалентного
сцепления от нагрузки. Испытан древесно-
осоковый торф при температуре —4 2°С;

6 = 22 мм.

Время нагрузки: 1 — 1ч й — 3 ч; 3 — 8 ч.

Изучение изменения сцепле-
ния во времени при испытании
штампами различных диаметров
показало, что увеличением про-
должительности опытов влияние
диаметра на сопоставимость сэ
уменьшается. Для анализа влия-
ния времени па величину эквива-
лентного сцепления интересно
рассмотреть данные длительных

(более одного года) испытаний, выполненных нами в подземной ла-
боратории при температуре —2,5°С образцов верхового древеспо-
осокового торфа, отобранного в районе г. Нерюнгри (диаметр штам-
па 22 мм, нагрузка — 20 II). Основные физические свойства торфа:
р= 1,29 г/см3, рЛ = 1,8 г/см3, 1У = 2,6. Как можно видеть
(табл. 3.10), эквивалентное сцепление торфа за 9500 ч уменьшилось
по сравнению с восьмичасовым более чем в три раза, тогда как у

минеральных грунтов уменьшение за это же время составляет око-
ло 20% [Вялов, 1959]. Общий характер изменения сцепления у
мерзлого торфа близок к характеру изменения сцепления льда,
что связано со значительным влагосодержанием торфа. В то же
время заметны и отличия. Как известно, предельно длительное сцеп-
ление льда еа.дл = 0, тогда как у торфа начиная с 4500 ч отмече-

Таблица 3.9

Результаты восьмичасовых испытаний торфа
штампами различного диаметра под нагрузками
кратными квадрату множителя подобия (0 =
= —4,2°С)

р сэ р сэ
йш = 18, п = 1 йш=36 п. = 2
2,7 10,8 10,8 9.8
4 13 5 16 5,21
6,7 13,6 27 7 41
8 7,4 32 4,5
аш = 22> п = 1,22 = 220, п = 12,2
4 14 400 6
6 10,4 600 5
10 6,18 1000 6,2
12 6,92 1200 4,2
на практическая стабилизация осадки, что указывает на возмож-
ность существования для пего предельно длительного значения эк-
вивалентного сцепления.

Эквивалентное сцепление торфа, соответствующее малым пе-
риодам времени, часто превышает таковое для минеральных грун-
тов при тех же температурах, но уже на десятой-пятнадцатой ми-
нуте их значения выравниваются, а затем для торфа становятся
меньшими и продолжают уменьшаться более длительный период.
Влияние временного фактора на снижение эквивалентного сцепле-
ния неотделимо от температурного. Снижение эквивалентного сцеп-
ления верхового, древесно-травяного, средперазложившегося мерз-
лого торфа (р = 1,02 г/см3, IV = 3,7), испытанного при различных
температурах, представлено на рис. 3.17. Чем выше температура
и чем больше заторфованность, тем быстрее происходит уменьше-
нпе эквивалентного сцепления по сравнению с его мгновенным зна-
чением (табл. 3.11).

Для выявления влияния только температуры на величину сцеп-
ления рассматривались данпые испытаний одних и тех же моноли-
тов при различных температурах. Было выполнено несколько се-
рий таких опытов на образцах, отобраппых на севере Коми АССР,
Данные (но пяти образцам) длительного испытания мерз-
лого торфа (0 = —2,5°С)

/, ч сэ ч сэ /, ч сэ
5 с 17,37 312 1,41 1296 1,02
15 с 10,92 360 1,35 1320 1,01
30 с 6,95 432 1.33 1440 1,00
1 мин 6,35 480 1,27 1680 0,97
5 мин 4,74 552 1,26 1752 0,96
0,25 3,98 600 1,25 1536 1,00
0,5 3,47 648 1,24 1800 0,96
1 3,20 720 1,21 1896 0,93
2 2,98 792 1,18 2016 0,93
4 2,65 816 1.17 2256 0,90
8 2,47 888 1,16 2400 0,88
24 2,19 936 1,14 3024 0,85
48 2,04 984 1,12 3720 0,84
120 1,65 1032 1,10 6620 0,83
192 1,51 1200 1,04 7100 0,82
240 1,45 8520 0,82
9240 0,82
9456 0,82

в Магадане, в Южной Якутии. Характерные кривые зависимости
сэ — 6) (рис. 3.18, а) можно условно разделить на два участка: в
зоне интенсивных фазовых переходов увеличение сцепления с по-
нижением температуры происходит интенсивнее, чем при более
низких температурах, когда количество льда и незамерзшей воды
остаются практически постоянными п увеличение сцепления связа-

Таблпца 3.11

Снпя;енпе сцепления при длительном воздействии нагрузки

Вид грунта Темпера- тура, "С Сцепление от мгновенного до различных момен- тов времени, %
1.-, с 1 1 мин 30 мин| 1 ч 4 ч 8 ч 4з0 ч
Торф р = 1,02 г/см3, р5 = -0,5 29 20 14 и 9 7 6
= 1,5 г/см3, И' = 3,7 —2,5 34 22 18 15 12 10 8
—4,3 74 53 38 35 26 25 11
—7 78 61 40 36 28 27 14
Заторфованпая супссь, -0,5 58 47 29 24 21 20 17
р = 1,7 г/см3, р8=2,1, -2,5 69 55 41 29 35 31 21
ТУ = 2,15 —4,3 77 68 49 43 39 35 32
—7 83 78 63 58 51 49 39
Супесь пылеватая, р = —0,5 69 56 32 28 25 23 20
= 1,85, р5=2,68, —2,5 78 69 55 49 40 35 27
IV = 0,29 -4,3 85 73 59 53 48 45 39
Рис. 3.18. Завпспмость с. от 0(а) и от । 0 (б) для торфа с различными фи-
зическими свойствами.

1 — р = 0,93 г/см3, = 0,11 г/см3, IV = 7,с6: 2 — р = 1,04 г/см8, = 0,09 г/см3,
IV = 9,11 (данные восьмичасовых испытаний).

но, очевидно, только с уменьшением энергии тепловых флуктуаций
атомов кристаллической решетки льда.

Большое влагосодержанпе торфяпых груптов обусловливает
большую по сравнению с минеральными грунтами интенсивность рос-
та несущей способности при понижении температуры, и кривая
сэ — /(€>) выравнивается не в координатах сэ = как для

минеральных грунтов, а при построении зависимости сэ = /^ / |О| )
(рис. 3.18, б). Некоторые авторы отмечают линейную зависимость
сцепления мерзлого торфа от температуры [Наумов, 1981; Амарян
и др., 1981], что, по-впдпмому, связано с незначительным диапазо-
ном температуры, в пределах которого выполнены указанные ис-
следования.

В соответствии с нашими данными зависимость эквивалентного
сцепления мерзлого торфа от температуры прп различном времени
воздействия нагрузки в общем виде может быть описана формулой:

сэ,1 = О( + &(1 |0|. (3.14)

где п Ь1 — параметры, зависящие от физических свойств торфа
и времени действия нагрузки, МПа; |0| — абсолютное значение от-
рицательной температуры.

В процессе выявления влияния понижения температуры на
сцепленпе мерзлого торфа памп выполнена также серия испытаний
образцов, отобранных из одного и того же монолита комплексно-
верхового торфа прп температуре от —2,5°С до —47°С. Для всех
значений температуры нагрузка подбиралась таким образом, чтобы
осадка шарикового штампа в фиксированные моменты времени была
одной п той же. Это позволяло достичь одинаковой степени разру-
шения структуры грунта под штампом во всем температурном
диапазоне. Осредпенпые значения физических свойств торфа:
р = 1.08 г.'см8; Ж = 6,47, р« = 1,56 г/см3, В = 17%; €)„ э =
= —0,1°С. Содержание незамерзшей воды прп понижении темпера-
туры в испытанных образцах по данным калориметрических опытов
следующее:

е, °с е, с Ин о, сс И'к
—2,5 3,8 —8.5 1.4 —25,5 1
—4 2,6 —9.5 1.35 —28 0,98
—6 1,8 —13 1.15 -46 0,92

Полученные графики 1/сэ — 1и I приведены на рис. 3.19.

Как показано С. С. Вяловым [1959], для минеральных груптов
зависимость обратной величины напряжения, разрушающего мерз-
лый грунт, от времени в полулогарифмических координатах явля-
ется линейной, что и положено в основу уравнения длительной
прочности. Для мерзлого торфа прп температуре от 0„.э до —10°С
в отличие от минеральных грунтов отмечается нелинейность ука-
занной зависимости (см. рис. 3.19), что усложняет прогноз длитель-
ной прочности по данным кратковременных испытаний.

Для анализа влияния физических свойств на величину экви-
валентного сцепленпя нами испытывались образцы верхового, дре-
весно-травяного торфа ненарушенного сложения. Уменьшение влаж-
ности до заданного значения достигалось высушиванием образцов
при температуре 18—20°С. Затем для равномерного распределения
влаги образцы изолировались и выдерживались при этой же темпе-
ратуре в течение 24 ч. Таким образом, изменяя влажность, мы обес-
печили незначительное изменение плотности сухого торфа. График
<?э = /(Ж), построенный по данным восьмичасовых испытаний, сви-
детельствует об увеличении сэ с ростом влажности до полной влаго-
емкости (рис. 3.20). Дальнейшее увеличение влажности, обусловли-
вающее образование ледяных включений, приводит к снижению эк-
вивалентного сцепления, приближая его к сцеплению льда. Ана-
логичные данные получены другими исследователями [Амарян,
Миронов, Галкин, 1981; Наумов, 1981]. Уравнение зависимости
эквивалентного сцепленпя от влажности, полученное нами в ре-
зультате обработки опытных данных, для различных видов торфа
имеет вид

Сэл,в = (А(.е Ж3 + 7?(,е), МПа, (3.15)

где МПа — параметры, зависящие от температуры и вре-

мени воздействия нагрузки. Для графика, представленного на
рис. 3.20, они соответственно равны 0.003 и 0,01 МПа. Весьма свое-
образное формирование влажности торфяных грунтов происходит
прп инженерной подготовке территорий под застройку способом
подсыпки пли намыва. В районах вечной мерзлоты происходит от-
таивание, уплотнение торфяных грунтов и отжатие влаги, их влаж-
ность остается близкой к полной влагоемкости. Прп промерзании
Рис. 3.20. Зависимость сд от
ТУ для верхового древесно-
травяного торфа иена рушен-
ного сложения при в = —7СС
(данные восьмичасовых ис-
пытаний).

Рис. 3.19. Зависимость 1/сэ
от 1п I для комплексно-верхо-
вого торфа ненарушенной
структуры.

этого слоя формируются фпзпко-механические свойства, отличные
от таковых для грунтов естественного сложения. Поэтому практиче-
ский интерес представляет прогноз несущей способности торфяных
грунтов, замерзших под давлением.

Как было показано ранее, водоотдача торфа под давлением про-
порциональна величине давления и находится в хорошей корреля-
ционной связи с полной влагоемкостыо торфа, соответствующей
естественному, допрпгрузочному состоянию. Зависимость отноше-
ния влажности, формирующейся при заданном давлении, к полной
влагоемкостп от величины давления оказалась единой для всех
видов торфа.

С целью определения упрочнения промерзающего под нагруз-
кой торфа выполнены следующие опыты. Образцы ненарушенной
структуры в талом состоянии уплотнялись в одометрах в условиях
полного водонасыщепия под постоянной, но различной для каждого
образца нагрузкой до условной стабилизации осадки, которая на-
ступила через 40 сут (прпращение осадки не превышало 0,02 мм/сут).
Затем вода, окружающая образцы, удалялась. Грунт переносился
в холодильную камеру, имеющую температуру —6°С и заморажи-
вался под тем же уплотняющим давлением. Его величины состав-
ляли (0,25; 0,5; 1; 1,5; 2)хЮБ Па. После установления в образцах
температуры —6е С они выдерживались не менее суток до стабили-
зации фазовых превращений влаги. Затем выполнялись определения
эквивалентного сцепления шариковым штампом. Изменение физи-
ческих свойств торфа в процессе уплотнения показано в табл. 3.12.

Средние зпаченпя эквивалентного сцепления по данным трех-
кратного определения для каждого образца сильно- и слаборазло-
88
Таблица 3.12

Изменение физических свойств торфа при уплотнении

Вид грунта Физические свойства Давление, ХЮ5 Па
0 0,25 0,5 1,5 2
Торф верховой, пушице- И7,-. 6,51 3.52 2,88 2.77 2,5 2,44
во-сфагновып, 19 = р, г'см3 0.93 0,94 0,97 1 1,01 1,03
= 10%, р8 = 1,56 г/см3 Р(р г/см3 0,12 0.2 0,25 0,27 0,28 0,3
е 12 6,8 5,25 4,8 4,53 4
То же, О = 32%, р8 = "с 4,01 2,81 2,3 2,42 1,88 1,55
= 1,53 г/см3 р, Г/СМ3 1,04 1 1,05 1,01 1,06 1,1
р(!, г/см3 0,21 0,26 0,3 0,3 0,38 0,43
е 6,53 5,08 4.28 4,28 3,16 2,68

шившегося торфа показали, что в слаборазложпвшемся торфе,
структурная прочность которого выше, чем спльноразложившегося,
незначительное давление (до 0,25-106 Па) не дало существенного
увеличения эквивалентного сцепления. Влияние уплотнения на не-
сущую способность сказалось лишь после пригрузки слаборазло-
жившегося торфа давлением 1 • 105 Па и выше. Причем последующее
повышение давления увеличивает сцепление незначительно. Как по-
казано Л. С. Амаряном [1969], давление (2—3)ХЮ5 Па дает прак-
тически максимально возможное уплотнение торфа, а следовательно,
и увеличение несущей способности.

В спльноразложпвшемся торфе структурная прочность мень-
ше, поэтому даже незначительное давление заметно уплотняет
его и повышает несущую способность после замораживания в уп-
лотненном состоянии. Верхний предел уплотняющего давления
для сильпоразложившегося торфа можно принять равным (1,5—
2)х ЮБ Па. В целом эффект повышения несущей способности уплот-
нением и последующим замораживанием для слаборазложпвшегося
торфа несколько выше, чем для спльноразложившегося (рис. 3.21).

Так как пригрузка торфяных грунтов в целях инженерной под-
готовки территории обычно занимает значительные площади, усло-
вия обжатия торфяного слоя, подстилаемого вечномерзлыми груп-
Касаясь в целом зависимости сцепления мерзлых торфяных
грунтов от физических свойств, следует отметить, что влияние пос-
ледних сказывается не порознь, а комплексно, совместно. Поэтому
при обобщении важно объединить показатели физических свойств
и таким образом уменьшить число переменных, более отчетливо вы-
явить внутренние связи, характеризующие процесс разрушения.

Кроме того, определенному значению объединяющих показа-
телей соответствует целый ряд значений физических свойств. Сле-
довательно, объединяющему комплексу отвечает не одна опреде-
ленная совокупность первоначальных величин, а бесчисленное мно-
жество таких совокупностей. Таким образом, при рассмотрении про-
цесса в зависимости от обобщенных переменных физических свойств,
рассматривается не единичный случай, а их значительное количе-
ство, объединенное этими переменными.

Из всех факторов, определяющих прочностные характеристики
мерзлых торфяных грунтов, следует выделить в первую очередь
влажность. Именно количество льда и незамерзшей воды обуслов-
ливают величину сил сцепления. Показателем количества льда в
грунте может служить влажность за счет льдистости Второй
важной характеристикой влажности является полная влагоемкость
РИц, которая определяется коэффициентом пористости, плотностью,
а для торфа находится в корреляционной связи со степенью разло-
жения, т. е. полная влагоемкость объединяет несколько физических
свойств, определяющих прочностные характеристики грунтов, яв-
ляясь их комплексным показателем и постоянной величиной для
данного образца грунта независимо от его температуры. Как было
показано, самые высокие прочностные показатели мерзлых грунтов
при прочих равных условиях соответствуют состоянию, когда влаж-
ность грунта близка к полной влагоемкостп. Влажность за счет
льдистости обусловлена температурой, увеличиваясь при ее по-
нижении.

Таким образом, полная влагоемкость обобщает ряд физических
свойств, от которых в значительной мере зависит прочность грунтов,
а влажность за счет льдистости является показателем изменения
прочности грунтов в процессе понижения илп повышения их тем-
пературы. Оба параметра И7,, IV п характеризуют водные свойства
и могут быть объединены в симплекс Но этим отношением

не исчерпываются все физические свойства, обусловливающие проч-
ность мерзлых грунтов, так как понижение температуры упрочня-
ет кристаллическую решетку льда и приводит к повышению проч-
ности без практического увеличения количества льда. Границей,
от которой начинается увеличение прочности грунтов при пониже-
нии температуры, является температура начала замерзания грун-
товой влаги 0П.3. Как было показано выше, она зависит от общей
влажности, концентрации водных растворов, размеров и формы
пор, удельной поверхности частиц грунта, т. е. в целом, от силы
связи в системе вода — минеральные и органические частицы. Тем-
пература грунта и температура начала замерзания грунтовой влаги
объединяются в симплекс 0/бн.3-
вод подтверждается опытными данными: силы сцепления всех видов
исследованных грунтов, определенные для одпого и того же про-
межутка времени I в системе координат сэ1(Ж/ 1ГП) — б/0н,3 груп-
пируются вокруг одной прямой (рис. 3.22).

При температуре начала замерзания кристаллизуется основное
количество несвязанной влаги в грунте, и начальной точке на гра-
фике соответствует значение сэЖ,-/РКп, для которого П7, равна влаж-
ности за счет льдистости при температуре начала замерзания. Ана-
литическое выражение зависимости длительного сцепления от ука-
занных симплексов имеет вид

(0,056/е,, 3 + 0,01) И7,

СЭ дл = цГ

(3.16)

Уравнение (3.16) позволяет сделать вывод, что сходственными
температурами для грунтов являются температуры, составляющие
одинаковую долю от температуры начала замерзания грунтовой
влаги, а сходственными значениями влажности за счет льдисто-
сти — значения, составляющие определенную часть от полной вла-
гоемкостн. т. е. одинаковым длительным сцеплением обладают те
виды грунтов, значения ГУ,/1УП и для которых соответствен-

но совпадают. Этот вывод оказался справедливым как для торфя-
ных, так и минеральных грунтов. Его проверка выполнена также
по данным, полученным С. С. Вяловым [1959] для минеральных
грунтов и А. А. Карпуниной [1972] для засоленных.

3.5. КОМПРЕССИОННЫЕ СВОЙСТВА

МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

Выполненные нами компрессионные испытания мерз-
лых торфяных грунтов проведены при температуре —5 и —8°С.
Диаметр рабочего кольца одометра равнялся 87 мм, высота 34 мм.
Образцы ненарушенного сложения готовились вдавливанием кер-
ноотборника в монолит грунта винтовым прессом при температуре,
близкой к 0сС. Диаметр керноотборника превышал диаметр рабоче-
го кольца па 1,5—2 мм, чтобы не было зазора между образцом и
стенками одометра. После установки образца в кольцо его торцы вы-
равнивались и шлифовались. Приборы в собранном виде с образцом
Рис. 3.23. Завпспмость относптельной осадки
6 мерзлых торфяных грунтов от давления р.
а — по данным компрессионных' испытаний (сплош-
ная .пиния — 0 = —5°С, штриховая — 0 = —8°С,
1—8 — номера образцов по табл. 3.9); б — пере-
стройка кривых и инвариантный график в координа-
тах б(ГУл/ГУп) — р для верхового торфа раз-
личной степени разложения при температуре —5°С.

выдерживались не менее суток при тем-
пературе испытания. Загрузка осущест-
влялась ступенями (0,05 МПа) с по-
мощью рычажных прессов. Каждая
ступень выдерживалась до условной
стабилизации деформаций, за которую
принималась осадка штампа, не пре-
вышающая 0,005 мм за 24 ч.

Из сопоставительного анализа вели-
чин относительных осадок (рис. 3.23) и
физических свойств образцов (табл. 3.12)

видно, что значительное влияние на деформируемость оказывают за-
торфованпость, коэффициент пористости, влажность за счет незамерз-

шей воды и льдистость. Для определения обобщенного влияния фи-
зических характеристик на деформируемость они выражались в виде
обобщенных параметров — симплексов или комплексов. Влажность
за счет незамерзшей воды и льдистости взаимосвязаны, так
как являются слагаемыми суммарной влажности IVс = + IV„
при каждом фиксированном значении температуры, поэтому при
обобщении можно рассматривать одну из них. Второй характеристи-
кой удобно взять полную влагоемкости Жп. которая зависит от
коэффициента пористости = еРИ,/рх. С увеличением возраста-

ет потенциальная возможность увеличения деформируемости мерз-

лых грунтов прп прочих равных условиях, так как прп этом уве-
личивается пористость. Заполнение большего количества пор льдом

Таблица 3.13

Физические свойства образцов мерзлых торфяных грунтов до начала компрес-
сионных испытаний

№ образ- ца Впд грунта е, ’с р. г/см3 Рз» г/см3 IV
1 Торф верховой среднеразложпвшпйся —5 0,88 1,56 3,21 2,01
2 То же —5 0,97 1,56 4,3 3.1
3 Заторфовапный суглинок, /от = 0,3 -8 1.2 2,2 1,1 0.95
4 Заторфованный песок, /оп1 = 0,3 —5 1,2 2,3 1,17 0,9
5 Торф верховой среднеразложпвшпйся -8 0,84 1,56 2,97 1,6
6 Заторфованный суглинок, /от = 0,1 —5 1,49 2,55 0,46 0,36
7 Суглинок —5 1.71 2,76 0,27 0,17
8 Заторфованный суглпнок, .7от = 0,1 —8 1,49 2,55 0,58 0,45
приводит к уменьшению деформаций. Поэтому физические свойства,
обусловливающие деформативпые характеристики мерзлых торфя-
ных грунтов, можно выразить через степень льдонасыщения И7;/!^.
Умножение относительной осадки на степень льдонасыщепня сбли-
жает компрессионные кривые мерзлого торфа, а также заторфован-
ных груптов, имеющих одинаковую заторфованность.

Таким образом, в качестве обобщенной характеристики физи-
ческих свойств мерзлых торфяных грунтов можно принять величи-
ну ТУг/1Уп. Соответственно, построив график зависимости между
осадкой и нагрузкой в координатах 6(17,/1УП) — р, получим, что
все компрессионные кривые (см. рис. 3.23), построенные для мерз-
лого торфа различной степени разложения и при различной влаж-
ности (см. табл. 3.13), совмещаются в единую, инвариантную пря-
мую (см. рис. 3.23, б).

3.6. СОПРОТИВЛЕНИЕ СДВИГУ
ПО ПОВЕРХНОСТЯМ СМЕРЗАНИЯ

Опыты по определению сопротивления сдвигу мерз-
лых торфяных грунтов по поверхностям смерзания выполнялись
нами в полевых и лабораторных условиях. В полевых условиях
(Коми АССР) испытаны на продавливание вмороженные в торф
фрагменты свай—металлические трубы наружным диаметром 21,9 см,
рабочей длиной 150 см. Сваи устанавливались горизонтально с це-
лью обеспечения по всей длине постоянной температуры. В летний
период на участке вечномерзлого торфяника были выкопаны шесть
траншей длиной 200 см, глубиной 120 см, шириной 50 см, с расстоя-
нием между ними около 170 см. После того, как групт на дне траншей
оттаял на глубину 10 см, горизонтально, строго по уровню, в каж-
дую траншею укладывалась свая. На ее торец надевалась цилинд-
рическая емкость, имеющая диаметр на 5—10 см больше диаметра
сваи. Емкость и свая соединялись гибкой водонепроницаемой плен-
кой, закрепляемой по верху емкости и по боковой поверхности сваи
у торца. При продавливании свая свободно погружалась в емкость,
работа торца исключалась (рис. 3.24). Испытания выполнялись в
зимний период, после смерзания сваи с торфом. Температура па
уровне поверхности смерзапия в продолжение опыта колебалась не
более чем на 0,2°С и составляла —6,2 4--6,4”С. Нагрузка созда-

валась с помощью горизонтально установленных домкратов и под-
держивалась постоянной от момента загрузки до срыва. Период
загружения составлял 2—3 мин. Величина нагрузки задавалась
таким образом, чтобы обеспечить различное длительное сопротив-
ление сдвигу.

В лабораторных условиях были определены сопротивления сдви-
гу металлических моделей свай, вмороженных при 0 = —6.2°С
в торф, отобранный в месте полевых испытаний. Исследовались мо-
дели двух типоразмеров, подобные натурным фрагментам свай,
а также модели трех типоразмеров при соблюдении полного геомет-
93
План

Рис. 3.24. Схема установки для испытания сваи в
полевых условиях.

1 — опытная свая; 2 — емкость для исключения работы тор-
ца; 2'—планка; з—домкрат; 4— упор для домкрата;

5 — индикаторы; 6 — анкер; 7 — подставка для домкрата;
8 — теплоизоляционная крышка люка.

рического подобия менаду ними (радиус г и длина I отличались на
один и тот же множитель подобия п = 1\/г2 = Ц/12 = сопз1). Опре-
делена также несущая способность моделей свай двух типов, для
которых соблюдалось афинное подобие: для первого тппа — диа-
метр оставался постоянным, менялась только длина: для второго —
длина оставалась постоянной, менялся диаметр. Образцы готови-
лись следующим образом. Модель, представляющая собой металли-
ческую трубу, устанавливалась строго вертикально в центре метал-
лической обоймы. Ее положение фиксировалось с помощью пазов
в съемном поддоне и зажимного винтового устройства. Диаметр
обоймы задавался в соответствии с множителем подобия и превы-
шал диаметр модели в 2,2 раза. После установки модели обойма
заполнялась грунтом с послойным трамбованием и устанавливалась
в холодильную камеру. Замораживание осуществлялось при той
температуре, при которой проводилось испытание.

Нагрузка на модели передавалась посредством рычажной сис-
темы, прикладывалась в течение 3—5 с и оставалась постоянной до
срыва модели. Модель каждого типоразмера испытывалась под на-
грузками, обусловливающими 4—6 значений напряжений т по бо-
ковой поверхности, с доведением опыта до продавлпванпя (срыва)
модели с фиксацией времени I, через которое произошло продав-
94
111н;||||1е. На основании этих данных строились зависимости !'т =

/(Iп /) и 1§ т — I, рассчитывалось длительное (на период
. >() лет) сопротивление сдвигу, но формуле т = предложен-

ной С. С. Вяловым [1959], а также по полученной нами формуле
о

1Л, = 0 — (см. гл. 4), |3, В, Ре, Сто, /о — параметры, определяемые

I '/‘о

но опытным данным. Результаты испытаний приведены в табл. 3.14.

Таблица 3.14

Сопротивление сдвигу по боковой поверхности геометрически подобных моде-
лей свай, вмороженных в среднеразложившийся осоково-пушицевый торф мас-
сивной криогенной текстуры

Физические свойства грунта № модели (и разме- ры, см) Нагрузка на боко- вую по- верхность, МПа Среднее ВрРМЯ до срыва, мин Число определе- ний Длитель- ное со- противле- ние сдви- гу т, МПа

Первая серия испытаний

р = 0,98—1,1 г/см3 I (г = 1,35,1 = 0,5 1605 4
р8 = 1,5 г/см3 = 3,6, г0 = 3,15, 0,6 833 2
р<1= 0,24—0,29 г/см3 п = 1) 0,7 65 3 0,29
Ю ,.= 3-3,6 0,8 45 3 0.24
1,2 0,9 30 3
6 = —4,5°С
II (Г= 3, 1 = 0,3 6300 2
= 8, г0 = 7, п - 0,4 1305 3
= 2,22) 0,5 880 3 0,22
0,6 65 4 0,19
III (г =4.5, 0,35 4500 2
1 = 12, гй = 10, 0,4 1200 3
п = 3,33) 0,45 350 3 0,18
0,5 159 3 0,15
Вторая серия испытаний
р = 0,85 г/см3 I (г = 0,58,1 = 0,5 4960
рЛ = 1.57 г/см3 = 8, г0=1.3, 0,6 ЗОЮ 0,26
р(/ — 0,164 г/см3 п = 1,0) 0,78 496 0,22
1ГС= 4,18 1Д 54,8
Н' = 1,05 II (г= 1,1, 1 = 0,5 2160 4
В = —6,2°С = 15, г0 = 2,5, 0,6 705 3 0,23
п = 1.875) 0,65 455 3 0,20
III (г =11, 0,237 624 1
1 = 150, п = 0,284 150 2 0,15
= 18,75) 0,125
0,4 20 1

II р и м с ч а н и е. г — радиус модели, см; I — рабочая длина модели, см; т„ — ра-
диус обоймы, см; п — множитель геометрического подобия, равный гп/г, = 1п/1р, т —
в числителе—по формуле с. С. Вялова, в знаменателе— по нашей формуле. Первая серия —
модели I, II, III испытаны в лабораторных условиях, вторая серия — модели I, II ис-
пытаны в нолевых, III — в лабораторных условиях.
Рис. 3.25. Временная зависимость со-
противления сдвигу по поверхностям
смерзаппя металлических моделей свай
различных размеров с верховым сред-
нсразложившимся торфом, имеющим
влажность, близкую к полной влаго-
емкостп прп 0=—4,5°С (а); 0= —6.2 С
(б).

г, I соответственно равны: 1 — 1,35 и 3 6;
2-3 и 8; 3-4,5 и 12; 4 — 0,58 п 8; 3 —
1,1 и 15; 6 — 11 и 150.

Графики временной зависимо-
сти сопротивления сдвигу по по-
верхностям смерзания т испытан-
ных моделей (рис. 3.25) наглядно
свидетельствуют об уменьшении г
с увеличением периода действия
нагрузки. Кроме того, четко про-
слеживается тот факт, что с увели-

чением размеров моделей сопротивление сдвигу уменьшается прп
прочих равных условиях, т. е. для мерзлого торфа отмечается тот же

характер зависимости сопротивления сдвигу от размеров моделей,

что и для минеральных грунтов; это установлено многими исследо-
вателями [Цытовпч, Вологдина, 1936; Вялов, 1959; Жигульскпй,
1964; Гречищев, 1966; Кардымон, 1967; Велли и др., 1966; и др.].
С увеличением диаметра свай несущая способность убывает. Таким
образом, при определении сопротивления сдвигу по поверхностям
смерзания для мерзлых торфяных грунтов, так же как и для других
видов грунтов, необходимо рассматривать условия подобия.

В главе 5 приводится полученное нами решение, согласно кото-

рому установлено:

основной причиной, оказывающей влияние размеров моделей на
величину смерзания, является масштабный эффект, вызванный
увеличением количества дефектов, приходящихся па единицу площа-
ди смерзания с ростом размеров моделей;

количественный учет дефектов возможно выполнить па основе
разработанных С. С. Вяловым и Р. В. Макспмяк [1973] представле-
ний о поврежденностп мерзлых грунтов в процессе разрушения.

Как известно, сопротивление сдвигу обусловлено двумя факто-
рами; обжатием поверхностей вмораживаемых моделей за счет уве-
личения в объеме замерзающей воды и молекулярным взаимодейст-
вием, в результате которого возникает сцепление мерзлых грунтов с
поверхностями смерзания. Нами не встречены работы, которые бы
раскрывали физико-химическую природу второго фактора — молеку-
лярного взаимодействия промерзающих грунтов с твердыми телами,
хотя получено довольно большое количество опытных данных, даю-
щих представление о величине сил смерзанпя. Экспериментально

установлено, что она зависит от вида материала: для металлических
поверхностей примерно на 30% меньше, чем для деревянных или бе-
тонных [Вялов, 1959; Веллп и др., 1966; и др.]. Выполненные нами
/'»> ,7 7> В |11'Ме|||| ЛII ЗДППСПМОСТЬ со-

111 > 11III 1'11 и н |'||||цгу по поверхности
( М' р И11111И лич к илическпх моделей сваи
(</ ‘ / । и, / 1,6 см) с различными

пн 1ПМИ |р\|11оп ((•-) —4,5°С).

I 11'0111, “ ц| |-о||||"1||11|пп.|П песок (Л(>т—
II,Л); .1 1"|'Ф.

1И11.111.1 1111101.111111, что смерзания торфа с фарфором не происходит.
<>•11 пцдип, <11 ил сцепления будут тем выше, чем больше поверхност-
...пи I,' пне и при пишине воды (когезия), а также чем больше сма-
'1111111ОМИС I. («1М.1 е 1И>|) поверхности. Количественная оценка указан-
ны \ ни....ин имеет- большое практическое значение, так как она от-

кр|.||ц|е| возможности выбора материалов фундаментов или назна-
чении г...... гвующей обработки их поверхностей, которые обеспе-

11111П 1п цы повышенную смерзаемость и, следовательно, имели более
111.К1 >кк-1 несущую способность.

II ппи)их опытах основное внимание было уделено влиянию
< нош 1н торфниого групта, температуры и времени на величину сил
смер.1ап1111 Из всех физических свойств наибольшее влияние на
« мер |.1емос 11. оказывают минералогический состав грунтов, дисперс-
но! и., плотность и водонасыщенность, которые формируют силы
сП11.1П грунтовой влаги с частицами. Песчаные грунты, содержащие
только свободную воду, полностью замерзающую при отрицатель-
ных температурах, имеют более высокое сопротивление сдвигу по
поверхностям смерзания, чем мелкодисперсные глинистые или тор-
фяные । рунты, влага в которых испытывает электромолекулярные
силы взаимодействия с частицами и остается в определенных коли-
чествах в незамерзшем состоянии при отрицательных температурах.
По агон же причине заторфованность приводит к уменьшению сил

1'иг 3.21. Временная зависимость со-
11о। । п.'1 -I и> сдвигу по поверхностям
< М1'1>.ын11>1 металлических моделей свай
2,7 см; / = 3,6 см с торфом при раз-
личной температуре

----6.2'С; 2----4,5°С; 3---2,5СС; 4 —

—1,8°С).

Рис. 3.28. Зависимость сопротивле-
ния сдвигу по поверхностям смерза-
ния металлических моделей свай
(<7 = 2,7 см; I = 3,6 см) с торфом
от температуры и периода воздей-
ствия нагрузки.

I — 2 ч; 2 — 4 ч; 3 — 8 ч,

7 Л. Т. Роман

97
смерзания (рис. 3.26). Оценка комплексного влияния физических
свойств и температуры на смерзание показывает, что опо идентично
их влиянию на эквивалентное сцепление (рис. 3.27, 3.28). Основные
физические характеристики, определяющие смерзание, могут быть
также объединены двумя симплексами — В^/РКп и 0/0н з. Макси-
мальное смерзание для каждого вида грунта имеет место при макси-
мальной плотности и влажности, равной полной влагоемкости. Об-
разование ледяных включений в условиях повышенного влагообра-
зования или воздушных пор (еслп влажность меньше полной влаго-
емкостп), приводит к снижению сил смерзания.

3.7. МОДУЛЬ ДЕФОРМАЦИИ
МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

Зависимость между деформацией, напряжением н
временем воздействия нагрузки для мерзлых грунтов (3.2) можно
выразить через модуль деформации:

6 = о/^ал,

(3.17)

где

ЕаЛ / (о), Ф(П

— переменный модуль деформации,

являю-

щийся функцией напряжения и времени.

Для момента времени I = 0 значение Асл=о = ЕМП1 определит
мгновенный модуль деформации, а для оо — предельно длитель-
ный модуль Ею. Для каждого момента времени 0 < К модуль
деформации будет иметь свое значение Емга > Е{ > Е^.

Величина Есл может быть определена по данным испытаний на
одноосное сжатие как отношение напряжения к относительной осад-
ке, замеренной в каждый момент времени Однако для случая, ког-
да связь между напряжением и деформацией может рассматриваться
как линейная, а модуль деформации — как функция только времени
воздействия нагрузки Е{, для его определения можно использовать
более простой вид испытания — вдавливание шарикового штампа.
Как известно, этот способ широко применяется по предложению
Н. А. Цытовича для определения эквивалентного сцепления мерзлых
минеральных грунтов. Выше была показана справедливость этой
методики для испытания мерзлых торфяных грунтов.

Так как сцепление мерзлых грунтов по данным испытания шари-
ковым штампом рассчитывается по глубине погружения шарика 5,
для определения Е необходимо лишь найти соотношение между Е и
5. Ранее нами предпринята попытка применить для этой цели извест-
ное в теории упругости решение [Жемочкнн, 1957], устанавливаю-
щее взаимосвязь между деформациями и размерами штампа в пред-
положении, что он является гибким [Роман, 1981]. Хотя результаты
расчета модуля деформации по формуле, основанной на этом реше-
нии, дали удовлетворительное совпадение с опытными данными, по-
лученными при компрессионных испытаниях, несоответствие рас-
четной схемы гибкого штампа фактическому характеру деформиро-
вания грунта под жестким сферическим штампом привело к необхо-
димости искать более корректное решение.

Наиболее соответствующим расчетной схеме можно признать
вдавливание абсолютно жесткого шара в упругое полупространство.
На основе теории упругости получены уравнения деформации мате-
риала по контакту со сферическим штампом, а также закон распре-
деления напряжений [Безухов, 1961]. Несколько отличное реше-
ние было получено А. И. Дипником [1952]:

1__п2 лрп

С3-18)

где 5 — осадка поверхности, см; ц — коэффициент Пуассона; Ео —
модуль общей деформации, МПа; р0 = 1,5 Па2; р — нагрузка на
штамп; а — радиус отпечатка, см; х —• расстояние от центра отпе-
чатка до рассматриваемой точки.

Это решение было использовано Н. Ф. Чертолясом [1977] для
определения деформационных характеристик талых глинистых
грунтов по данным испытания вдавливанием сферического штампа.
Как показали сопоставительные опыты этого автора, указанное ре-
шение хорошо согласуется с опытными данными, если осадка штам-
па не выходпт за пределы 8 0,01 (1 (где д, — диаметр штампа).

Однако грунты, в том числе и мерзлые, не являются идеально упру-
гим телом и в них прп вдавливании штампа развиваются как восста-
навливающиеся, так и остаточные деформации. Поэтому прп приме-
нении формулы (3.18) необходимо решить вопрос как же определять
для них размеры отпечатка а.

Рассмотрим возможные расчетные схемы вдавливания штампа.
Если бы грунт обладал идеально упругими свойствамп, то его дефор-
мирование под штампом происходило бы с прогибом (рис. 3.29, а).

Рис. 3.29. Схемы деформирования грунтов под жестким сферически
штампом прп деформациях

а — упругих; б — упругопластических; 1 — штамп; 2 — поверхность грунта до
деформирования; 3 — то же, в процессе деформирования; Р — нагрузка; а — ра-
диус отпечатка; з—осадка штампа.
Для того, чтобы уравнение (3.18) соответствии;!и<> гпвоп < Ч1«м« рпоогы,
значение а должно приниматься равным радиусу <и цг'П1 > ни, непо-
средственно соприкасающегося со штампом (а не ..........пш) Гогда со-

гласно решению теории упругости [Безухов, 1961 I имеем

* <3 (1 - и2) ПР

(!. 19)

Если бы в грунтах происходили только местные остаточные деформа-
ции, то вдавливаемый сферический штамп погружался бы в грунт
без прогиба (рпс. 3.29, б) и тогда в уравнении (3.18) величин! а
равнялась бы радиусу усеченного сегмента:

а = /5(2Я - 5).

(3.20)

Так как в реальных грунтах наблюдаются как упругие, так и
остаточные деформацпп, при вдавливании штампа прогиб поверхно-
сти грунта будет иметь место, но проявится в меньшей мере, чем в
идеально упругих телах. В связи с этим необходимо эксперимен-
тально установить, какая же из расчетных схем наиболее соответст-
вует характеру деформирования и позволяет наиболее достоверно
получить расчетные значения модуля деформации. Н. Ф. Чертолясом
для талых суглинистых грунтов принята схема их работы, представ-
ленная на 3.29, б без учета прогиба поверхности грунта, т. е. радиус
отпечатка штампа определялся по (3.20).

Для выявления возможности использования уравнения (3.18)
при расчете модуля деформации мерзлых торфяных грунтов и для
уточнения расчетной схемы деформирования нами выполнено срав-
нение величин модуля общей деформации, полученных компрессион-
ным испытанием и рассчитанных по данным испытаний шариковым
штампом идентичных образцов. Расчет проводился по трем расчет-
ным схемам.

1. Поверхность грунта под сферическим штампом деформируется
аналогично осадке под гибким штампом. Модуль общей деформации
под центром штампа вычисляется на основе решения о зависимости
осадки от размеров штампа и нагрузки [Жемочкип, 1957]

Ео = 2(1 — Ц2)р(1^ 8{(1 — х)/л<А8’2.

(3-21)

2. Поверхность грунта под сферическим штампом деформирует-
ся как идеально упругое тело (см. рис. 3.29, а). Модуль деформацпп
вычисляется из уравнения вдавливания абсолютно жесткого шара
в упругое полупространство [Безухов, 1961]:

Е _

0 47?1/253/2

(3.22)

3. Шариковый штамп погружается в грунт. Прогиб поверхности
грунта отсутствует (см. рис. 3.29, б). В основу расчета модуля
деформацпп положено уравнение А. Н. Дпннпка, но при этом а вы-
Модуль общей деформации торфяных грунтов прн температуре —5°С по данным
испытаний на компрессию и шариковым штампом

Впд грунта Основные физические свойства Ео (МПа) по данным
компрес- сионных испыта- ний испытаний шарико- вым штампом, обра- ботка по формулам
р Рз Ш, д.е.
г/с м3 (3.21) (3.22) (3.23)
Заторфованный песок, = 0,2 1,4 2,3 0,7 16 17,1 34,7 20,3
Заторфованный суглпнок, 'от = ОД 1,49 2,55 0,46 40 30,8 57,4 41,1
Заторфованный суглпнок, ^ = 0,2 1,12 2,34 0,73 28,5 24 40 28,7
Торф 0,99 1,56 5,2 33 21,6 38,8 28

числяется как радиус усеченного сегмента

[Чертоляс, 1977] и тогда

, 3(1-р2)р

0 453/2(й — 5)1/2'

(3.23)

Сравнение результатов расчета с данными компрессионных ис-
пытаний представлено в табл. 3.15.

Как можно видеть, для мерзлых торфяных грунтов наиболее
подходящей является расчетная схема, принятая из условий упруго-
пластической работы грунта под штампом. Она и использована пами
для исследования зависимости модуля деформации мерзлых торфяных
грунтов при различной температуре. Опыты проводились на образ-
цах верхового торфа, отобранных в районе г. Нерюнгри. Диапазон
температур, для которого выполнены испытания каждого образца,-
составил от —2 до —46СС. При каждом фиксированном значении
температуры образцы выдерживались не менее суток, затем выпол-
нялись восьмичасовые испытания с 8—10-кратной повторяемостью.
Пример статистической обработки дан в табл. 3.16, где приняты сле-

Таблица 3.16

Статистическая обработка данных восьмичасовых испытаний грунта (торфа)

Темпера- тура, °С Количест- во опреде- лений Ео, МП а А*, МПа А, МПа Р, %
Среднее Мини- мальное Макси- мальное
—45 7 388 337 438 45,04 17,0 4,38
—35 6 223 172 244 41,11 16,78 7,52
—30 4 158 144 187 20,11 10,06 6,36
—25 4 144 126 163 13,83 6,17 4,29
—5,7 5 55 39 73 15,08 6,73 12,24
дующие

средняя кнащы ।ичсская

ошибка отдельного испытания; А = ~= — средняя киадратпче-
р п

ская ошибка среднего арифметического; р = р— 100% — ноказа-
Йср

тель точности.

Нагрузка на штамп подбиралась таким образом, чтобы: 1) погру-
жение шарика на пятнадцатой минуте (515) находилось в пределах
0,005с/ <С 8 < 0,05й (где д, — диаметр шарика); 2) величина погру-
жения шарика в грунт в одни и те же моменты времени при различ-
ной температуре была одной и той же, это обусловливает работу грун-
та под штампом в упругопластической стадии деформирования, при-
равнивает воздействие напряжения к степени поврежденности грун-
та и позволяет выявить влияние только температуры.

Параллельно с торфом для сравнения испытаны образцы песка,
имеющего влажность, близкую к полной влагоемкостп. Полученные
результаты представлены на рис. 3.30, 3.31, физические свойства
испытанных грунтов — в табл. 3.17.

Графики рис. 3.30, 3.31 построены по данным расчета модуля
общей деформации согласно формуле (3.23), в которую подставлялись
величины осадок шарикового штампа 8, полученные в результате
восьмичасовых испытаний. Эти зависимости дают возможность вы-

Рис. 3.31. Зависпмость модуля общей
деформации мерзлого песка от тем-
пературы по данным восьмичасовых
испытаний шариковым штампом (фи-
зические свойства см. табл. 20),

Рис. 3.30. Зависимость модуля общей
деформации верхового среднеразложпв-
шегося торфа от температуры по данным
восьмичасовых испытании шариковым
штампом (физические свойства см.
табл. 3.20).
Таблица 3.17

Физические свойства испытанных шариковой пробой образцов торфа и песка

Вид грунта Р ж Примечание
г/с м3
Песок 1,8 2,69 0,19 Образцы искусственно приго- товленные
Торф верховой среднеразло- ЖИВШПИСЯ 1,03 1,85 2,45 То же
То же 1,04 1,61 6,5 Образцы ненарушенного сло- жения

явить лишь общий характер изменения зависимости модуля де-
формации от температуры. Как можно видеть, при понижении тем-
пературы от —14-----2°С до —45°С модуль деформации торфа увели-

чивается в 10 раз, песка — в 30 раз, прп этом для каждого фиксиро-
ванного значения температуры модуль деформации песка превышает
таковой для торфа от 2,5 до 3,5 раз. Такое отличие связано со значи-
тельным льдосодержапием торфа и ползучестью его частиц.

Эмпирическая завпсимость модуля общей деформации от темпе-
ратуры выражается уравнением вида

Ео = а + Ь|0|2. (3.24)

Для испытанных образцов верхового средперазложившегося торфа
значения параметров равны: а = 40 МПа, Ъ = 0,17 МПа; для песка:
а = 50 МПа, Ь = 0,5 МПа.

Проявление реологических свойств мерзлых грунтов, особенно
мерзлого торфа, обусловливает изменение модуля деформации во вре-
мени, а наличие остаточных деформаций приводит к нарушению за-
кона Гука и изменению модуля деформации от напряжения. Как мож-
но видеть (рис. 3.32), с увеличением периода испытании модуль де-
формации мерзлого торфа уменьшается. Отмечается спрямление этой
зависимости в координатах 1и Е — 1и I, что позволяет записать урав-
нение изменения модуля деформации во времени в виде

Е{ = (3.25)

где Е(=г — модуль деформации, полученный при данном напряжении
за единицу времени (1 ч); Т — время в безразмерной форме Т =
= 1/1* (I — время, ч; I* = 1 ч); к — параметр, равный тангенсу угла
наклона прямой к оси абсцисс.

С понижением температуры увеличивается как Ег=1, так и аб-
солютная величина параметра к (см. рис. 3.32, б). При этом для фик-
сированных значений температуры к—соизЬ; в нашем примере при 0 =
= —4,5 к = 0,28, а при 0 = —2,5° к = 0,14. Выражение зависимо-
сти модуля общей деформации от напряжения и времени воздействия
нагрузки может быть получено из уравнения ползучести. Как было
Рис. 3:32. Зависимость модуля общей деформации мерзлого верхового торфа
от времени воздействия нагрузки в обычных (а) и логарифмических (б) коорди-
натах.

1 — О = 2 МПа, 6 = —4,5°С: 2 — а = 1,8 МПа, 0 = — 4,5°С; 3 — о = 0,5 МПа, 0 =
= —2,5°С.

показано выше, для мерзлого торфа характер деформирования весь-
ма удовлетворительно описывается уравнением (3.12). Разделив ле-
вую и правую части этого уравнения на 6, получим

или

(3.26)

(3.27)

3.8. МГНОВЕННЫЙ МОДУЛЬ ДЕФОРМАЦИИ

Значение мгновенного модуля деформации можно по-
лучить по данным статических испытаний мерзлых торфяных груп-
тов, обрабатывая их с помощью уравнения ползучести, например,
(3.27) при 1-> 0. В результате такого определения мы получим стати-
ческий модуль деформации, включающий в себя не только упругую,
но и часть пластической деформации. Чисто упругий модуль Емт
может быть получен, если проводить загрузку и замер деформации со
скоростью звука, что возможно осуществить ультразвуковым мето-
дом или с помощью резонансной установки. Полученное значение
Еыгн в этом случае называется динамическим модулем деформации,
который обычно больше статического. Разработан метод расчета ста-
тического мгновенного модуля по значениям динамического.

Нами выполнены исследования зависимости мгновенного моду-
ля упругости мерзлых торфяных грунтов от температуры. Для опы-
тов использована резонансная установка УКБ-2, обеспечивающая
колебания на частоте от 1 до 10 кГц. Измерение скорости затухания
ультразвука осуществлялось импульсным методом с помощью при-
бора ПНК-13, разработанного в лаборатории механики полимеров
Института физико-технических проблем Севера.

Образцы готовились в металлической опалубке и представляли
собой призмы четырехугольного сечения со сторонами 1,6x2 см, дли-
ной I = 19—20 см. Их размеры удовлетворяли требуемым соотноше-
ниям [Уржумцев, Максимов, 19751: 1/а^ 5; За, где а — боль-
ший размер поперечного сечения стержня, % — длина звуковой
волны.

Увлажненный грунт укладывался с тщательным послойным
трамбованием в опалубку, установленную вертикально. Замора-
живание осуществлялось в подземной лаборатории при температуре
—5 4 4,5°С. После распалубки торцы образцов шлифовались и к
ним примораживались металлические пластинки. Затем образцы за-
креплялись в горизонтальном положении с помощью зажимных вин-
тов на корпусе установки, помещенной в холодильной камере двой-
ного термостатирования с инерционностью, не превышающей 0,3°С.
Температура камеры в момент установки образцов равнялась —4 4-
4---5°С, а затем она повышалась до —0,2 4----0,3°С и замерялась

скорость прохождения ультразвука через грунт. Замеры осуществля-
лись до установления в образце стабильной температуры и наступле-
ния устойчивой частоты затухания ультразвуковых волн. Температу-
ра грунта фиксировалась с помощью термопары, вмороженной в
контрольный образец. Скорость прохождения ультразвуковых волн
определялась при понижении температуры ступенями, которые за-
давались равными—(1; 1,5; 3; 5; 6; 8; 10; 15; 20; 25; 30; 40; 50; 60) С
и выдерживались до установления равновесного при каждой темпе-
ратуре количества льда и незамерзшей воды в грунте. Скорость
продольных звуковых колебаний рассчитывалась по устойчивому
значению резонансной частоты колебаний ультразвуковых волн.

Опыт повторялся при таком же ступенчатом повышении темпера-
туры. Наблюдалась практическая совпадаемость опытных данных не-
зависимо от направленности теплового процесса. Динамический мо-
дуль упругости вычислялся по формуле

ЕЁ = роСпР103, (3.28)

где р0 — плотность, равная отношению объемной массы (р, г/см3)
к величине ускорения силы тяжести (# = 981 см/с2); Спр — скорость
продольных звуковых колебаний в стержне, Спр = Хт; -V — резо-
нансная частота колебаний в кГц; Л — длина звуковой волны, рав-
ная 2/.

По значениям динамического модуля упругости вычисляется
мгновенный модуль упругости

Е-? -Ё'дАл,

(3.29)

где Дн — дефект модуля; Дн =

1-й2

(1 + йГ

й се — коэффициент

затухания звука.
Таблица 3.18

Физические свойства образцов, для которых определен
динамический модуль упругости

Л» образ- ца Наименование грун- та Объемная масса, г/см3 Влаж- ность, д.е. Плотность частиц грунта, г/см3
1 Торф 1,03 2,72 1,56
2 Заторфованный песок, /пгп = 0,1 1,62 0,54 2,26
3 Песок 1,92 0,16 2,67
4 Лед 0,92 — —

В условиях проведения опытов коэффициент затухания звука
был близок к нолю, следовательно, дефект модуля равнялся единице
и динамический модуль упругости принимался равным мгновенному
модулю упругости. Физические свойства испытанных образцов при-
ведены в табл. 3.18.

Как можно видеть (рис. 3.33), самые большие значения мгновен-
ного модуля упругости характерны для мерзлого песка (до 250-
•102 МПа) и самые малые — для льда и торфа (до 100 -102 МПа). На-
глядно прослеживается существенное влияние фазовых переходов
влаги на зависимость Еу от температуры (рис. 3.34). В пределах ин-

Рис. 3.33. Зависимость мгновенногоЗмодуля упругости от температуры.

1 — торф; 2 — лед; 3 — заторфованный песок; 4 — песок.
Рис. 3.34. Зависимость влажности за счет
незамерзшей воды от температуры в образ-
цах, для которых определен мгновенный мо-
дуль упругости.

1 — торф; 2 — заторфованный песок; з — песок.

теисивного промерзания грунтовой во-
ды наблюдается и интенсивное увеличе-
ние Еу при понижении температуры.
Для испытанного песка это диапазон
от 0 до —4°С. Скорость возрастания Еу
равна 20-102 МПа/град. Для второго
участка — от —4 до —60сС — замет-
но резкое уменьшение темпов возраста-
ния Еу для песка— до 0,4-102 МПа/град.
В торфе и заторфованном песке наличие

связанной воды увеличивает температурный диапазон интенсивных

переходов и обусловливает более плавное увеличение динамическо-
го модуля упругости. Для льда зависимость Еу = /(0) линейна.
Незначительное увеличение Еу с понижением температуры
(~ 0,15-102 МПа/град), очевидно, обусловлено структурным упрочне-
нием кристаллической решетки. Исследования модуля мгновенной
упругости для композитов показали, что он является аддитивной ве-
личиной, т. е. равен сумме мгновенных модулей упругости всех со-
ставляющих. Использование этой закономерности для заторфованных
грунтов привело к несколько завышенным результатам (на 15—20%),
что является следствием электромолекулярного взаимодействия меж-
ду всеми составляющими заторфованного грунта, а не только между
составляющими одного вида. С другой стороны, принципиальная до-

пустимость аддитивного подхода к определению мгновенного модуля
упругости и то, что для льда, в котором фазовые переходы заканчи-
ваются при 0°С, мгновенный модуль упругостп с понижением тем-
пературы меняется незначительно, дают возможность исключить
влияние незамерзшей воды на мгновенный модуль упругости и на-
ходить его величину только для твердых компонентов мерзлого грун-
та при любом заданном значении температуры. Следует отметить, что
сопоставление наших определений для льда с опытными данными
других авторов [Войтковскпй, 1960] показало их близкую сходи-

мость.

3.9. ТЕМПЕРАТУРНАЯ ГРАНИЦА
ПЛАСТИЧНО-МЕРЗЛОГО И ТВЕРДОМЕРЗЛОГО
СОСТОЯНИЯ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

При понижении температуры мерзлых грунтов их
деформируемость под нагрузками уменьшается при прочих равных
условиях. В практике проектирования оснований устанавливается
граница состояния грунта, при достижении которой и дальнейшем
понижении температуры эти грунты считаются мало сжимаемыми^
твердомерзлыми.

Согласно строительным нормам и правилам в твердомерзлом
состоянии находятся грунты, когда коэффициент их сжимаемости ра-
вен пли меиьгае 0,01 МПа-1. При значениях коэффициентов сжимае-
мости больше указанного предела грунты относят к пластично-мерз-
лым. В Руководстве по проектированию оснований и фундаментов
па вечномерзлых грунтах [1980] указанный предел коэффицпента
сжимаемости для некоторых грунтов разрешается принять равным
0,005 МПа-1.

Разделение грунтов на твердомерзлые и пластично-мерзлые до
некоторой степени условно, но имеет принципиальное значение:
основания, сложенные твердомерзлыми грунтами, рассчитываются
только по несущей способности, а основания, сложенные пластично-
мерзлыми грунтами,— как по несущей способности, так и по дефор-
мациям. Кроме того, при наличии пластично-мерзлых грунтов реко-
мендуется предусматривать охлаждающие устройства, способствую-
щие понижению температуры грунтов.

Для каждого вида грунта характерна своя температурная гра-
ница пластично-мерзлого и твердомерзлого состояппя (0Г). Напри-
мер, в незасоленных песках вся поровая влага замерзает при 0Н з»
близкой к 0°С, частицы обладают достаточной жесткостью, п поэтому
твердомерзлое состояние наступает при температуре, равной ©н.3,
сразу после замерзания грунтовой влаги. Для глинистых грунтов
интенсивные фазовые переходы продолжаются в некотором диапазоне
температур, начиная от ©н3, и эти грунты достигают твердомерзлого
состояния только при температуре на 1,5—2°С пиже 0н3.

Содержание незамерзшей воды в торфяных грунтах не может
быть надежным показателем границы пластично-мерзлого и твердо-
мерзлого состояния, так как Жн с понижением температуры в торфе,
как показано выше, изменяется иначе, чем в минеральных дисперс-
ных грунтах. В. И. Аксенов и В. В. Докучаев [1978] при оценке
пластично-мерзлого состояния засоленных грунтов также отмечают
непригодность использования 1ЕН в качестве определяющего крите-
рия. На наш взгляд, за такой критерий следует брать не значение
Жн, а д$Уа1(1<д при понижении температуры на 1°С, т. е. скорость из-
менения 1'Кц при понижении температуры.

В торфяных грунтах температурный интервал интенсивных фа-
зовых переходов примерно такой же, как в глинистых, от 0Н,3 до
—5 4 6СС. Но так как общее влагосодержание в торфе в десятки
раз больше, чем в минеральных груптах, то и льдистость в процессе
промерзания увеличивается в нем более интенсивно, т. е. <7Жн/й0
больше, тем не менее наблюдается уменьшение йГГц/с/© с понижением
температуры.

Анализ опытных значений влажности за счет незамерзшей воды
в минеральных грунтах показывает, что прп температуре, разграни-
чивающей пластично-мерзлое и твердомерзлое состояние, изменение
1ГН с понижением температуры на ГС (ЛУн/й0) примерно одинаково
для всех видов грунтов и равно в среднем 0,028 град-1. Если принять
Таблица 3.19

Расчетное значение 0Г для торфяных грунтов, °С

Вид грунта Заторфованность
0,1 1 0,2 0,3 0,4 1,0
Песчаные заторфованпые грун- ты —0,7 —2,5 —4,5 -6,0
Глинистые заторфованные грунты —1,6 —2,7 -6,0 —7,0 —
Торф — — — — —8,0

такую закономерность справедливой для торфяных грунтов, то, ис-
пользуя уравнение зависимости 1ИН от температуры, можно рассчи-
тать для каждого вида торфяного грунта температуру 0Г, соответст-

вующую границе твердомерзлого и пластично-мерзлого состояния.
Результаты такого расчета для условий, когда начальная влажность
торфяных груптов близка к полной влагоемкости, приведены в
табл. 3.19.

Прп расчете температурной границы пластично-мерзлого и твер-
домерзлого состояния торфяных грунтов только по изменению коли-
чества незамерзтей воды не учитывается ползучесть частиц торфа
и значительное льдосодержание. Поэтому значение 0Г получается
завышенным. Сравнение рассчитанных величин 0Г и полученных в
результате оценки их по основпому показателю деформативных
свойств — коэффициенту сжимаемости — подтверждает этот вывод.

Рассмотрим осреднеиные графики зависимости коэффициента
сжимаемости а от температуры по данным выполненных нами ком-
прессионных испытаний мерзлых торфов и заторфованных глинистых
грунтов (рис. 3.35). Для их построения использованы опытные мак-
симальные значения коэффициента сжимаемости образцов, имею-

щих влажность, близкую к полной
влагоемкости. По графикам можно
определить 0Г как температуру, со-
ответствующую точке пересечения
кривых зависимостей коэффициентов
сжимаемости от температуры с пря-
мой, отсекающей на оси ординат
отрезок, равный максимальному зна-
чению коэффициента сжимаемостп на
границе пластично-мерзлого и твердо-
мерзлого состояния грунтов.

Рис. 3.35. Завпспмость коэффициента сжи-
маемости мерзлых заторфованных глини-
стых грунтов при влажности, близкой к
полной влагоемкости. от заторфованностп
и температуры. Цифры у кривых — затор-
фованность.
Как можно видеть (см. рис. 3.35), указанное пересечение отмече-
но только для грунтов, имеющих заторфованпость менее 0,3, для
случая, когда предельное значение коэффициента сжимаемости
0,05 МПа-1. Если же предельный коэффициент сжимаемости взять
0,01 МПа-1, то торфяные грунты даже с незначительным количеством
растительных остатков следует считать пластично-мерзлыми практи-
чески во всем диапазоне естественной температуры, что так же, как
и анализ зависимости модуля деформации от времени воздействия
нагрузки, указывает на необходимость оценки длительной деформи-
руемости мерзлых торфяных грунтов.

3.10. ДЕФОРМАЦИОННЫЕ СВОЙСТВА
ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ ПРИ ОТТАИВАНИИ
II УПЛОТНЕНИИ

Несмотря на значительное льдосодержание, осадка
торфяных грунтов при оттаивании без нагрузки невелика пли совсем
отсутствует. Это связано, как было указано выше, с податливостью
частиц торфа, которые претерпевают уплотнение под действием дав-
ления, возникающего прп замерзании грунтовой влаги, а затем после
ее оттаивания проявляют упругие свойства и набухают. Поэтому ко-
эффициент оттаивания для торфа в непригружеппом состоянии весь-
ма невелик, а при пезпачительпой степени разложения пабуханпе
иногда превышает осадку, обусловленную оттаиванием льда, содер-
жащегося в торфе, вызывая увеличение объема образцов. Если же
оттаивание торфа происходит в пригруженном состоянии, то осадки
весьма значительны даже при небольших давлениях. Количество
опытных данных о деформационных свойствах оттаивающих торфя-
ных грунтов немногочисленно. Опытами И. Н. Вотякова [1951],
Л. В. Садовского [1960] установлена более выраженная нелинейность
компрессионной кривой оттаивающих торфяных грунтов по сравне-
нию с минеральными.

Цель наших исследований— выявить особенности характера де-
формируемости оттаивающих торфяных грунтов по сравнению с
минеральными и получить зависимость характеристик сжимаемости
от физических свойств. Использовались два метода эксперименталь-
ного определения деформации при оттаивании под давлением, нашед-
шие применение в инженерной практике: 1) компрессионное сжатие
образцов после плоскопараллельного оттаивания их в одометрах;
2) испытание грунтов естественного сложения горячими штампами.

Для проведения экспериментов в лабораторных условиях при-
менялись одометры конструкции Н. А. Цытовича [1954] с диаметром
рабочего кольца 72 мм, высотой 33 мм. Нагрузка передавалась по-
средством рычажной системы. Постоянная температура воды в штам-
пе (+20°С) поддерживалась термостатом. Образцы ненарушенной
структуры выдавливались из монолитов мерзлого грунта с помощью
металлических колец и пресса в помещении с отрицательной тем-
пературой. Кольцо для выдавливания образцов имело диаметр на
2 мм больше диаметра рабочего кольца одометра, а высоту — на
2 см больше. После установки образца в рабочее кольцо выполнялась
срезка грунта и тщательная шлифовка его поверхности. Перед опы-
том образцы в рабочем кольце прибора выдерживались сутки прп
температуре —5°С, весь прибор охлаждался, а затем после установки
под рычаг стенки прибора обкладывались льдом, чтобы обеспечить
плоскопараллельное оттаивание образца, так как опыты проводи-
лись в помещении с положительной температурой (7—10°С).

Давление при оттаивапии задавалось различным. Образцы тор-
фа, отобранные с глубины до 1 м, оттаивали под давлением 0,01 МПа,,
которое не превышало структурной прочности торфа [Амарян,
1969], а в большинстве случаев, и природного давления в нем. При
испытании образцов торфа и заторфованных грунтов, отобранных с
глубины, превышающей 1 м, оттаивание производилось под природ-
ным давлением. Деформации уплотнения определялись ступенчатым
загруженпем при давлении 0,025; 0,05; 0,1; 0,15; 0,3 МПа. Признак
условной стабилизации осадки, принятый для минеральных грунтов
(когда разность отсчетов за 1 ч не превышает 0,01 мм), для торфа
оказался неприемлемым из-за длительности и неравномерности осад-
ки. Поэтому контрольное время окончательной стабилизации осадки
было увеличено до 3 ч.

В полевых условиях испытания проводились горячими штампами,-
представляющими собой металлический пустотелый цилпндр диамет-
ром 505 мм (площадь 2000 см2) и высотой 250 мм. Нагрузка передава-
лась через загрузочную платформу, прикрепленную к штанге, ниж-
ний конец которой соединен ребрами жесткости со стенками и дни-
щем штампа. Оттаивание грунта осуществлялось водой, которую
наливали в штамп и нагревали электрокипятильниками. Вокруг
штампа устанавливалась металлическая обогреваемая емкость с на-
ружным диаметром 1400 мм, при помощи которой увеличивался круг
оттаивания до трех диаметров штампа. Глубина оттаивания задава-
лась равной половине диаметра штампа. Полевые опыты выполня-
лись на слое торфа в районе Сургута. Два опыта выполнено на по-
верхности массива под давлением 0,06 МПа, уплотнение — давлением
0,12 МПа. Третье испытание проведено па глубине 0,6 м, грунт
оттаивали без нагрузки под весом штампа (~0,01 МПа), уплотне-
ние производилось двумя ступенями нагрузок — 0,06 и 0,12 МПа.

Результаты полевых и лабораторных опытов позволили выявить
методические особенности расчета деформационных характеристик
оттаивающих торфяных грунтов. Как известно, при расчете коэффи-
циентов оттаивания А и сжимаемости а для минеральных грунтов
допускается линейная зависимость относительной осадки от давле-
ния. Как показано в опытах Е. П. Шушернпой [1953, 1954], такое
допущение, особенпо для песка, не приводит к значительным по-
грешностям и позволяет рассчитать А и а по формулам [Цытович,
1952]

А = б! - [(б2 - 61)/(р2 - Р1) ]Р1, (3.30)

а = (б2 — 6Д/(р2 — Р1), (3.31)
Рис. 3.36. Общий вид компрессионной кри-
вой и схема к расчету характеристик сжи-
маемости.

где и 62 — относительные осадки
оттаивания и уплотнения соответ-
ственно давлением рх и р2.

Для торфяных грунтов нелиней-
ность компрессионной кривой выра-
жена более резко. Это приводит к
тому, что значения коэффициентов
оттаивания и сжимаемости, вычислен-
ные по формулах! (3.30), (3 31), зна-
[ых (см. рис. 3.36, на котором при-

веден пример компрессионной кривой торфа, уплотняемого после
оттаивания).

Если зависимость относительной осадки от давления принять
линейной на определенном участке этой кривой (например, на участ-
ке давлений 0,1 —0,2 МПа), то расчетное значение коэффициента
оттаивания Ар будет значительно больше фактического Лф. Коэф-
фициент сжимаемости, рассчитанный по формуле (3.31), для этого же
участка кривой будет равен среднему значению между коэффициен-
тами сжимаемости в точках компрессионной кривой, соответствую-
щих давлениям 0,1 и 0,2 МПа. Его величина меньше фактического
коэффициента сжимаемости для давления 0,1 МПа и больше таково-
го — для 0,2 МПа.

Следует отметить, что при расчете осадок методом послойного
суммирования с использованием значений А и а, полученных из ус-
ловия линейной зависимости относительной осадкп от давления, для
давлений р± и р2, соответствующих точкам пересечения компрессион-
ной кривой с прямой, ее спрямляющей, погрешности определения А
и а взаимно компенсируются. Общая осадка (оттаивания и уплотне-
ния давлением /ц и р2) будет равна истинной, по рассчитанная такпм
образом осадка для давлений, величина которых меньше /ц, будет
завышена, а для давлений больших р2 — занижена по сравнению с
фактической.

С учетом указанных особенностей нами предлагается следующая
методика расчета коэффициентов оттаивания и сжимаемости торфя-
ных грунтов по данным компрессионных испытаний. Коэффициент
оттаивания следует принимать равным относительной осадке при
оттаивании б0 под давлением, соответствующим природному риР,
коэффициент сжимаемости рассчитывать для каждого значения дав-
ления р1 как отношение приращения относительной осадки 6,—60
к приращению давления р,—рпр.

Таким образом, для каждого испытанного образца грунта коэф-
фициент а будет дифференцирован в зависимости от суммарного дав-
ления (природного и дополнительного) и может быть представлен в
табличной форме. При расчете осадок по формуле послойного сумми-
рования следует подставлять значение коэффициента сжимаемости,,
полученного при общем давлении на глубине 7гг, умножая а на допол-
нительное давление. Это позволит получить фактическую осадку от-
таивания в естественных условиях под природным давлением и ее
увеличение при дальнейшем уплотнении.

Для выявления характера компрессионной кривой и получения
зависимости б = /(р) для грунтов с заторфованностыо ./От < 0,3,
величина стержней давления может быть рекомендована равной
0,05 МПа, для грунтов с ./Оп1 > 0,3 и торфа — 0,03 МПа.

Как известно, коэффициенты Лиа определяются в условиях
компрессии, т. е. при постоянном давлении по глубине сжимаемого
слоя и невозможности бокового расширения. Эти условия достаточно
точно соблюдаются в лабораторных опытах при испытании грунтов
в одометрах.

При полевых испытаниях горячим штампом постоянное давле-
ние по глубине сжимаемой толщи может быть обеспечено ограниче-
нием оттаивания такпм образом, чтобы оттаявший слой не превышал
половины диаметра штампа. Это наглядно показано в работе
Н. А. Цытовпча [19521 на графиках распределения сжимающих на-
пряжений под центром загруженных штампов в слое грунта ограни-
ченной толщины на несжимаемом основании.

Необходимость применения обогреваемого кольца вокруг штам-
па для выравнивания нижней границы чаши оттаивания приводит к
оттаиванию грунта за пределами штампа и обусловливают возмож-
ность бокового расширения при уплотнении ступенями нагрузок.
Этот фактор учитывается в ГОСТе на полевые испытания минераль-
ных грунтов горячими штампами введением коэффициента к0 при
расчете а по величине опытных осадок штампа:

_ (уоб ~ яот) \ 22)

Значение к0 для торфа в зависимости от бокового расширения
грунта определялось пами параллельным испытанием трех иден-
тичных образцов (отобранных из одного монолита) штампами одина-
кового диаметра, равного 87 мм. Высота образцов также была одина-
ковой — 33 мм. Для первого опыта соблюдались компрессионные
условия: испытания проводились в одометре, образец был установлен
и жесткое кольцо, его диаметр равнялся диаметру штампа. Во вто-
ром и третьем опытах создавалась возможность бокового расширения
грунта ври уплотпепип. С этой целью диаметр образцов задавался
больше диаметра штампа; во втором опыте — па 65 и в третьем —
на 119 мм (рис. 3.37).

Результаты испытаний показали, что при возможности бокового
расширения относительная осадка торфа увеличивается по сравне-
нию с компрессионными условиями пропорционально превышению
диаметра образца над диаметром штампа, причем боковое уплотне-
ние интенсивно происходит при первых, даже незначительных сту-
пенях нагрузки, а затем уменьшается. Полученные нами опытные
данные позволяют рекомендовать среднее значение к0 для торфа,
8 Л. Т. Роман ИЗ
а

равное 1,2, в том случае, если ширина обогреваемого кольца, уста-
навливаемого вокруг штампа, составляет 0,25 с?ш.

Решение, положенное в основу расчета а, предполагает, что от-
таявший и уплотненный под штампом грунт имеет несжимаемое ос-
нование. Как показали результаты замеров температуры в процессе
опытов, теплоприток от штампа расходуется на оттаивание контакт-
ного слоя, толщина которого весьма незначительна (не превышает
1—2 см). Ниже этой границы за период испытания температура веч-
номерзлого массива практически не меняется. Несмотря на то, что
торф находится в пластично-мерзлом состоянии во всем диапазоне
отрицательных температур естественного залегания и дает значитель-
ные осадки при уплотнении, все же они при нагрузках, уплотняющих
мерзлые грунты, на порядок ниже осадки оттаивания и последующей
сжимаемости под давлением. Поэтому для практических расчетов ха-
рактеристик сжимаемости торфа, как и минеральных грунтов, может
быть принято уравнение (3.32), полученное при условии уплотнения
оттаявшего слоя грунта, покоящегося на несжимаемом основании.
Коэффициент оттаивания следует принимать равным относительной
осадке при оттаивании под природным давлением, приложенным как
к штампу, так и к обогреваемому кольцу.

В связи с тем, что при инженерно-геологических изысканиях
проведение испытаний по определению характеристик сжимаемости
оттаивающих грунтов трудоемко, многие исследователи стремились
на основе статистической обработки экспериментальных данных по-
лучить зависимость осадки при оттаивании от давления и физических
свойств грунтов.

Так как осадки оттаивающих грунтов зависят от многих факто-
ров и некоторые из них весьма трудно оценивать количественно (на-
пример, влияние набухания, посткриогенной текстуры и т. д.), все
попытки разработать расчетные способы определения характеристик
сжимаемости позволяют получить лишь приближенные решения.
Этим и объясняется большое число формул для расчета осадки при
114
оттаивании в зависимости от основных физических свойств [Федо-
сов, 1944; Цытович, 1954; Гольдштейн, 1948; Пчелинцев, 1954; Баку-
лин, Жуков, 1955; Киселев, 1952; Ушкалов, 1955; Давыдочкин,
1957; Вотяков, 1975; и др.]. Подробный анализ этих решений выпол-
нен И. Н. Вотяковым [1975]. Все они относятся к минеральным грун-
там и основаны на учете влияния простейших физических свойств,
которые и берутся в качестве исходных параметров. Влияние же
трудноопределимых факторов учитывается коэффициентами, завися-
щими от вида грунта и региональных особенностей его происхож-
дения.

Несмотря на приближенность оценки осадки оттаивающих грун-
тов расчетными способами, последние имеют важное практическое
значение, так как позволяют осуществлять прогнозы осадок при вы-
боре строительных площадок, принципа использования грунтов в
качестве оснований, объемно-планировочных решений.

Нами предпринята попытка учесть специфические особенности
физических свойств, влияющих на осадки оттаивающих торфяных
грунтов и получить формулу их расчета. С этой целью проанализи-
рованы опытные данные. Испытания горячим штампом проводились
в пойме р. Оби на торфяном массиве мощностью 2,5 м, находящемся
в мерзлом состоянии по всей глубине. Подстилающим слоем служили
тугопластичпые глинистые и илистые грунты, являющиеся водоупо-
ром. Вскрытые разработками обнажения позволили обнаружить ле-
дяные включения высотой 20—30 см у верхней границы водоупора.
С поверхности до глубины 2 м сформпровалась слоистая и массивная
текстура торфа. Его физические свойства на уровне подошвы штампа
до начала испытания приведены в табл. 3.20.

Зависимость осадки от времени, а также относительной осадки
от нагрузки представлена на рпс. 3.38. Для сравнения здесь же по-
казана компрессионная кривая, построенная по средним значениям
5—6 определений осадки при оттаивании в лабораторных условиям,
образцы для которых отбирались рядом со штампом.

Установить сопоставимость результатов лабораторных и поле-
вых испытаний невозможно из-за значительной льдистости грунтов.
При первом и втором испытаниях торф был слоистой текстуры, прп
третьем — массивной. Величина осадки при оттаивании обусловлена
совокупностью физических свойств: пористостью, влажностью, плот-
ностью, дисперсностью, текстурой, деформируемостью частиц. По-

Табл и ц а 3.20

Физические свойства верхового торфа прп штамповых испытаниях
(среднее значение из 5—6 определений)

№ опыта л, % р Рл Р« УУ Е
г/см3
1 30 1,04 0 144 1,58 5,04 9,93
2 30 1,02 0,194 1,5 4,2 6,72
3 20 1,0 0,22 1,49 3,9 5,25
Рис. 3.38. Осадка в процессе оттаивания и уплотнения (а) и зависимость
относительной осадки от давления (б) по данным полевых (7—3) и лабо-
раторных (1', 2', 3'} испытаний верхового среднеразложпвшегося торфа.

Рис. 3.39. Зависимости б — р (а) и б/е2 — р (б) для верхового сред-
неразложившегося торфа и Ь — р (в) для глинистых (Г) и песчаных
(77) заторфованных грунтов.

этому даже для однородных грунтов получается семейство кривых за-
висимости относительной осадки от величины давления (рис. 3.39).
Анализ опытных данных показывает, что влияние на осадку отдель-
ных свойств проявляется не порознь, а совместно. В связи с этим
можно рассматривать функцию сжимаемости не от отдельных физи-
ческих свойств грунта, а от комплекса, который удобно выразить
через обобщенный показатель.

Самый интенсивный ход деформации наблюдается в первый пе-
риод — при оттаивании и отжатии воздуха из сообщающихся пор.
Количество воздуха, содержащегося в сообщающихся порах, можно
выразить через коэффициент пористости. Начальный коэффициент
пористости ен, обусловленный общим количеством пор в грунте, пред-
ставляет собой сумму коэффициентов, характеризующих количество
пор, заполненных водой ег, сообщающихся пор, заполненных возду-
хом е3. Значения ех и е8 можно выразить, основываясь на общих за-
кономерностях связи простейших физических свойств грунтов [Цы-
тович, 1963]:

В1 = (3.33)

е3 = п0/(1 — п0), (3.34)

где 17 — весовая влажность; р8 — плотность грунта, г/см3; рщ —
плотность воды, г/см3; п0 — пористость за счет защемленного воз-
духа, д. е.
Физические свойства образцов верхового торфа, испытанных на компрессию
(см. рис. 3.39, а)

№ опыта ен ТУ р8, г/см3 ег № опыта Ен ТУ рв, г/см3 е2
1 8,21 4,4 1,6 1,12 4 9,78 6,01 1,5 0,73
2 5,64 2,75 1,6 1,2 5 5,78 3,17 1,56 0,75
3 с УЧ( 5,8 этом ( 3,2 3.33) Е 1,44 и (3.34) 2 = Ен 1,15 6 IV — По/' 3,16 1— п, 1,52 ))• 1,76 0,41 (3.35)

Выражение (3.35) является характеристикой самой интенсивной ста-
дии сжимаемости и обобщает такие основные физические свойства
торфа, обусловливающие сжимаемость, как пористость, влажность,
плотность. Следовательно, оно позволяет заменить ряд переменных
одной и более отчетливо выражает внутренние связи, характеризую-
щие процесс сжимаемости. Одно и то же значение 8% может быть по-
лучено как результат различных комбинаций величин ен, ТУ, ря, п0.
Это значит, что при рассмотрении задачи с новыми значениями е2
исследуется не единичный образец грунта, а целый ряд образцов с
различными значенпями ен, ВИ, р5, п0, сочетания которых дают одну
и ту же величину е2. Если разделить относительную осадку при каж-
дой ступени нагрузки на е2, то все кривые б = /(р) для торфа сбли-
зятся и их можно заменить с достаточной для практических целей
точностью одной кривой б/в2 — /(р). Для торфа влажность и коэф-
фициент пористости являются типологическими характеристиками
и поэтому зависимость отношения б к е2 от давления для верхового,
переходного и нпзпнного торфа выражается одной кривой (рис. 3.39,
б), которая довольно точно аппроксимируется уравнением

б/е2 = 0,15-1п [1 — р(2,7р —0,22)]. (3.36)

Пример обработки опытных данных (3.36) приведен на графиках
(см. рис. 3.39, б), физические свойства образцов и оценка точности
полученных результатов — в табл. 3.21 и 3.22.

Завпспмость б заторфованных грунтов от физических свойств
осложняется тем, что свойства минеральной и органической ком-

Таблпца 3.22

Оценка точности результатов обработки опытных данных по фор-
муле (3.36)

Р, МПа 6/е2 О Р, %
Мини- мальное Макси- мальное Среднее
0,01 0,095 0,19 0,137 0,039 0,013 0,48
0,05 0,26 0,39 0,314 0,0406 0,0135 4,5
0,15 0,40 0,48 0,418 0,03Э 0,0137 3,28
поненты весьма отличаются. Поэтому выполненное нами исследова-
ние указанной зависимости ограничилось выявлением характера
связи относительной осадки с основным показателем физических
свойств заторфованных грунтов — заторфованностью /от при влаж-
ности, близкой к полной влагоемкостп.

Обработка компрессионных кривых заторфованных грунтов поз-
волила получить уравнение для расчета относительной осадки в виде

6 = М - 1п[1 - /„.Жт + &)1, (3.37)

где Ъ—параметр, зависящий от давления (см. рис. 3.39, Ь); М и —
безразмерные параметры, соответственно равные 0,01 и 6,67 — для
песчаных заторфованных грунтов, 0,025 и 2,14 — для глинистых за-
торфованных грунтов.

Зависимости (3.36), (3.37) характеризуют конечную величину
относительной осадки торфяных грунтов при оттаивании и уплот-
нении боо, так как они получены по опытным данным условно стаби-
лизированных осадок при каждой ступени нагрузки в условиях обес
печения свободного оттока влаги. Зная относительную осадку 6,
можно рассчитать общую конечную осадку торфяного слоя при
оттаивании и уплотнении давлением р:

5оо= 2бД, (3.38)

2=1

где 6г — относительная осадка, вычисленная по формуле (3.36) или
(3.37) для среднего давления, соответствующего общему (природному
и дополнительному) давлению в г-м слое торфяного грунта; /г, — тол-
щина г-го слоя.

Так как уплотнение торфа происходит длительный период вре-
мени, практический интерес представляет определение осадки па
любой фиксированный момент или установление периода полной кон-
солидации всего оттаявшего слоя. Поскольку по данным многих ав-
торов для прогноза деформации талого торфа применима теория
фильтрационной консолидации [Ткаченко, 1964; Амарян, 1969; и др. ],
при выполнении таких расчетов для оттаивающих торфяных грун-
тов можно поступить следующим образом. Сначала выделить из об-
щей осадки осадку оттаивания $0 под природным давлением и осадку
уплотнения $у под нагрузкой. Осадка оттаивания под природным
п

давлением 80 = протекает одновременно с оттаиванием. Ско-
1

рость дальнейшего уплотнения под нагрузкой обусловлена степенью
консолидации (}. Осадка оттаявшего слоя торфа за любой период
времени зу{ может быть вычислена в зависимости от стабилизиро-
ванной осадки уплотнения $уос и степени консолидации (?’

«У4 = <2%оо. (3.39)

Стабилизированная осадка уплотнения рассчитывается с учетом
п

коэффициента сжимаемости $уоо = 2 а степень консолидации
1=1

() зависит от величины и скорости установления избыточного дав-
ления и-

<2 = 1 — и!аЛг (3.40)

где а — коэффициент, учитывающий изменение по глубине допол-
нительного давления в грунте (согласно СНиП П-15-74); I — время
консолидации, г. Так как опытным способом установить избыточное
давление довольно трудно, обычно его рассчитывают в зависимости
от времени, необходимого для формирования постоянной нагрузки
от пригрузочного слоя на торф 7, и времени консолидации Т. При
этом

т = а/н2, (3.41)

Т = С1/Н\ (3.42)

где С — коэффициент консолидации согласно опытным данным,
для практических расчетов С может быть принят равным для верхо-
вого слаборазложпвшегося торфа 10, среднеразложившегося 5, силь-
норазложившегося верхового и низинного 2 м2/г; I и I — соответст-
венно период времени, необходимый для формирования постоянного
давления на торф от пригрузочного слоя, и период времени консо-
лидации, г.; Н — длина пути фильтрации, равная толщине слоя от-
таявшего торфа.

При быстром загружении оттаявшего торфяного слоя влияние Т

на степень консолидации может не учитываться. В этом случае она
определяется только в зависимости от величины Т:
т а т а т 0 т 0
0,05 0.17 0,7 0.81 0,3 0,5 1,2 0,96
0,1 0,24 0,9 0,88 0,4 0,61 1,5 0,98
0,2 0,3 1 0,91 0,5 0,69 2 1

Зависимость (3.42) позволяет решать обратную задачу: опреде-
лить период времени, необходимый для любой, заданной степени
консолидации торфа.

Выявление степени консолидации оттаявшего слоя торфа под
нагрузкой более сложно, так как уплотнение его происходит в слое
переменной мощности. В целом для оттаивающих торфяных грунтов
может быть рекомендовано решение, характеризующее консолида-
цию оттаивающих сильнольдистых грунтов, полученное Ю. К. За-
рецким (1967], по необходимо экспериментально установить пара-
метры входящих в уравнения осадок.
ГЛАВА

ЗАКОНОМЕРНОСТИ

ДЛИТЕЛЬНОЙ ПРОЧНОСТИ

МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

4.1. ОСНОВНЫЕ ПРЕДПОСЫЛКИ

Понятие о физической природе прочности мерзлых
грунтов формируется по мере накопления опытных данных и их тео-
ретического осмысливания. Оно неразрывно связано с общими пред-
ставлениями о прочности твердых материалов. Сначала эти пред-
ставления развивались на основе теории упругостп и пластичности
в пределах механики сплошных сред. Подход к оценке прочности
носил механический характер. Разрушение рассматривалось как
результат локальных перенапряжений вблизи трещин. Согласно тео-
рии Гриффита разрушение упругих тел происходит в том случае,
когда количество энергии, освобождающейся в результате роста
трещин разрушения, становится достаточным для образования но-
вых трещин.

В дальнейшем, когда при рассмотрении разрушения начали учи-
тывать атомно-молекулярное строение тел с внутренними силами
взаимодействия, основной причиной разрушений стали считаться
напряжения в межатомных связях. Если растягивающие силы мень-
ше сил внутреннего сцепления, то считалось, что должно наблюдать-
ся лишь упругое деформирование. Когда же напряжения превышают
указанный предел, то происходят необратимые деформации, приво-
дящие к разрушению. В соответствии с этими представлениями были
введены понятия о пределах упругости, текучести, прочности, о пре-
дельном состоянии. Разработано несколько теорий предельного со-
стояния. Галилей, Лейбниц, Ренкин обусловливали предел прочности
максимальным значением нормального напряжения. Согласно теори-
ям Мариотта, Сен-Венана, прочность определялась предельной
деформацией. По теории Кулона — Мора разрушение вызывают пре-
дельные касательные напряжения. Перечисление теорий предельных
состояний можно продолжить. Для них всех характерен поиск тех
критических предельных условий, при которых происходит разру-
шение. Предельные значения напряжений или деформаций прини-
маются постоянными для данного конкретного материала. Такой
подход к оценке прочности был использован и для мерзлых грунтов.

Существующие методы расчета оснований предполагают, что до
достижения критического значения нагрузки, при которой заканчи-
вается уплотнение и возникают сдвиги, грунт надо рассматривать
как линейно деформируемую среду и к нему применим закон Гука.
Несущая способность для таких условий работы может быть оценена
модулем деформации. При дальнейшем увеличении нагрузки зона
предельного состояния развивается до полного исчерпания несущей
способности, которая наступает при предельной нагрузке. Соответст-
вующее этому моменту состояние грунта рассматривается теорией
предельного равновесия и к грунту применяют теорию предельного
состояния Кулона—Мора.

Таким образом, в расчетах используется понятие о «пороговой»
прочности — о критическом и предельном напряжении. Как же оп-
ределяются значения этих напряжений? В самом начале развития
инженерного мерзлотоведения прочность грунтов оценивалась кратко-
временными испытаниями. Но по мере накопления опытных данных
выявилась тенденция к ее снижению в процессе восприятия нагруз-
ки. Оказалось, что мгновенная прочность может быть больше дли-
тельной более чем в 10 раз. Первые исследования длительной проч-
ности грунтов были выполнены в 30-х годах Н. А. Цытовичем, в 40-х
годах М. Н. Гольдштейном [1948]. Затем С. С. Вяловым в 50-х годах
проведены комплексные исследования длительного сопротивления
мерзлых грунтов нагрузкам, показано снижение прочности в про-
цессе ползучести, установлены основные закономерности длительной
прочности. Выявлена зависимость ее от температуры грунта. Эти
исследования положили начало целому направлению в механике
не только мерзлых, но и талых грунтов по исследованию их реоло-
гических свойств [Вялов, 1959, 1978], которое в настоящее время
успешно развивается. Практически все исследования несущей спо-
собности грунтов, проводимые сейчас в Советском Союзе и за рубе-
жом, выполняются с учетом длительной прочности и ползучести.

Снижение прочности с течением времени, а также зависимость
прочности от температуры установлены экспериментально для мно-
гих твердых материалов. Это послужило дальнейшему развитию фи-
зических представлепий о прочности, возникла кинетическая кон-
цепция прочности твердых тел, основоположником которой являет-
ся академик С. Н. Журков [1957]. Наиболее полно основы этой кон-
цепции изложены в монографии В. Р. Регеля, А. И. Слуцкера,;
Э. Е. Томашевского [1974]. Они сводятся к следующему.

Разрушение рассматривается не просто с учетом атомного строе-
ния твердых тел, но и с учетом теплового движения атомов. Это су-
щественно меняет схему работы материала под действием внешней
нагрузки. Рассматривается уже не статическая система связанных
атомов, а отдельные атомы, которые находятся в колебательном теп-
ловом движении. Колебание атомов во всех материалах происходит
с частотой 1012—1013 с-1 и с энергией, зависящей от температуры.
Величина энергии в среднем равна 1/2 кТ на каждую степень свобо-
ды (к — постоянная Больцмана, Т — абсолютная температура).
У казанные колебания создают внутренние напряжения, соизмери-
мые с прочностью межатомных связей. Вследствие неравномерности
теплового движения кинетическая энергия отдельных атомов мо-
жет значительно превосходить среднее значение этой величины (та-
кое явление называется энергетической флуктуацией) и разорвать
межатомные связи.

Таким образом, помимо напряжения от внешней нагрузки, ко-
лебания атомов догружают межатомные связи и поэтому разрушение
происходит при нагрузках, меньших прочности внутренних сил
сцепления. Такой подход позволяет объяснить влияние временного
121
фактора па прочность, т. е. установленной экспериментально зави-
симости прочности от длительности пребывания материала под па-
грузкой. Если рассматривать разрыв, как развивающийся во време-
ни процесс, который обусловлен постепенным воздействием тепловых
флуктуаций, то становится понятным влияние времени на разруше-
ние, которое заложено в самом механизме разрушения.

Накопленные результаты исследований позволили авторам ки-
нетической теории прочности получить основные закономерности
зависимости долговечности от напряжения, создаваемого внешней
нагрузкой и температурой, что дает возможность прогнозировать
долговечность по данным кратковременных опытов. Следует отметить,
что формирование кинетической концепции прочности сложилось
постепенно. Предпосылкой послужили работы по изучению деформа-
ционных свойств твердых материалов, в которых рассматривалась
термофлуктуационная природа межатомных и межмолекулярных
перегруппировок под действием напряжения от внешних нагрузок
как основа для объяснения процессов вязкого течения, релаксации
напряжений [Александров, 1945; и др.]. Используя эти предпосыл-
ки, С. С. Вялов [1973] дал физическое толкование параметров в по-
лученном им уравнении длительной прочности с позиций молеку-
лярно-кинетической теории. Правильные представленпя о природе
прочности имеют не только теоретический, но и большой прак-
тический интерес, так как позволяют прогнозировать длитель-
ную прочность на период, соизмеримый со сроком службы сооруже-
ний, а также разработать способы повышения долговечности.

Следует отметить, что не все аспекты, связанные с объяснением
механизма физической природы прочности, нашли исчерпывающее
решение. Так, основное уравнение зависимости долговечности от на-
пряжения не учитывает восстановления межатомных связей, нару-
шенных в процессе флуктуаций, что при малых напряжениях не
позволяет пользоваться им для целей прогнозирования. Не найдено
пока решение, позволяющее учитывать влияние на долговечность не-
стабильности структуры.

Рассматриваемые нами мерзлые грунты представляют собой мно-
гокомпонентные системы с весьма отличающимися межатомными свя-
зями каждого компонента. Температура их естественного залегания
весьма близка к температуре плавления льда— основного цементи-
рующего компонента мерзлого грунта. Эти факторы накладывают
свои особенности на поведение мерзлых грунтов под нагрузкой.
Так, накопленный опытный материал позволил С. С. Вялову [1959]
выявить линейный характер зависимости обратной величины напря-
жения от времени за период от начала нагрузки до момента разру-
шения, построенной в полулогарифмическом масштабе. На основе
этой зависимости и предложено уравнение длительной прочности.

Экспериментальные же данные, обрабатываемые при выводе
уравнения долговечности согласно кинетической теории прочности,
выявили линейный характер в координатах «напряжение — лога-
рифм времени». При выводе этой зависимости использовались резуль-
таты испытаний материалов при температуре на несколько сотен гра-
дусов ниже температуры плавления. Таким образом, для мерзлых
грунтов «слабость» (1/о), а для твердых тел «сила» (о) имеют одина-
ковый характер временной зависимости. Раскрытие причины такого
несоответствия позволит объяснить механизм разрушения мерзлых
грунтов, более точно прогнозировать долговечность.

В данном разделе нами ставилась цель выявить особенности по-
ведения под нагрузкой мерзлых торфяных грунтов, сопоставить их с
таковыми для минеральных грунтов и твердых тел и найти критерии
оценки длительной прочности.

При этом выполнен анализ опытных данных по определению
прочности мерзлых грунтов при различных видах испытаний (сопро-
тивление разрыву, одноосному сжатию, сдвигу по поверхностям
смерзания, вдавливанию сферического штампа), приведенных в гл. 3.

4.2. УРАВНЕНИЕ ДЛИТЕЛЬНОЙ ПРОЧНОСТИ
МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

Опытные данные показывают, что независимо от ви-
да испытаний общий характер сопротивления мерзлых торфяных
грунтов нагрузкам одинаков: эквивалентное сцепление, сопротивле-
ние разрыву и сдвигу по поверхностям смерзания уменьшается в
процессе воздействия постоянной нагрузки при повышении темпера-
туры, а также при увеличении напряжения и постоянной температу-
ре, т. е. явно проявляется влияние на прочность температурного, вре-
менного факторов и напряжения, при этом реологические свойства
торфа проявляются в большей степени, чем минеральных грунтов.

Для оценки длительной прочности минеральных грунтов по
данным кратковременных испытаний широко используется получен-
ная С. С. Вяловым [1968] зависимость

] ехр {- р [6 (0]/о (©)} <а= В, (4.1)

где 1Р — время до разрушения (долговечность); р и В — параметры,
определяемые из опыта; о(6) — напряжение, вызывающее разруше-
ние (функция температуры); 6(4) — температура мерзлого грунта
(функция времени); I — время.

Для грунта, имеющего постоянную температуру, уравнение
(4.1) упрощается, и длительная прочность определяется выраже-
нием

~ Р/Пп (1/В)]. (4-2)

Как показывают многочисленные испытания, уравнения (4.1)
и (4.2) справедливы для всех прочностных показателей мерзлых
грунтов (сцепления, сопротивления сжатию, сдвигу), при выводе
этих уравнений механизм разрушения рассматривался как резуль-
тат протекающего во времени «развития дефектов структуры —
микро- и макротрещин, в процессе которого увеличивается степень
поврежденности структуры грунта. Критерием разрушения является
достижение поврежденностью критического значения, которое для
данного вида грунта и температуры постоянно. Интенсивность про-
цесса длительного разрушения зависит от скорости роста дефектов,;
которая в свою очередь является функцией действующего напряже-
ния и времени» [Вялов, 1978, с. 322—323]. Параметрам [5 и В при-
дается смысл функций энергии активации, зависящей от свойств
грунта и температуры.

Как можно видеть из уравнения (4.2), зависимость а = /(1п I)
является линейной, следовательно, параметры |3 и В для данного
вида грунта и температуры постоянны. Это дает возможность, опре-
делив их по результатам кратковременных опытов, использовать для
расчета длительной прочности, подставив в уравнение 4Р, равное
заданному сроку службы сооружения. Однако как отмечается
С. С. Вяловым [Вялов и др., 1976], для льда весьма трудно назначить
параметры р и В, так как даже при малых нагрузках развивается
вязкое течение, деформирование может быть неограниченно большим и
протекать без нарушения сплошности. Понятие прочности теряет
свой прямой смысл. Для льда можно рассматривать некоторую ус-
ловную прочность, понимая под ней то напряжение, при котором де-
формации достигают заданного значения.

Что же касается торфа и заторфованных грунтов, то обработка
опытных данных в координатах 1/о — ]п/, показывает, что графики
этой зависимости в диапазоне температуры интенсивных фазовых
переходов нелинейны.

Нелинейность графиков 1/о — /(1п I) приводит к тому, что урав-
нения (4.1), (4.2) могут быть использованы лишь на отдельных вре-
менных участках, на которых указанная зависимость принимается
линейной. Это не позволяет прогнозировать длительную прочность
по данным кратковременных испытаний, а обусловливает необходи-
мость эксперимент" ^ъно определять изменения прочности в зави-
симости от времени воздействия нагрузки для всего интересующего
нас периода или искать аналитическое выражение а = /Д) для каж-
дого значения температуры.

Анализируя графики 1/а = /(1п /), необходимо отметить, что ра-
нее установлено [Коновалов, 1975; Коновалов, Роман, 19756] как
для минеральных, так и торфяных грунтов наличие полюса в се-
мействе этих графиков, соответствующих определенному виду грун-
та, испытанного при различных температурах. Координаты полюса,
хотя и выявляются в результате далекой экстраполяции, что за-
трудняет их строгое численное определение, все же обнаруживают
близость ординаты к 10 (10 — время свободного колебания атомов,
равное 10“13 с), абсцисса о0К зависит от вида грунта. Для торфа
наличие общего полюса прослеживается только при температуре пп-
же интенсивных фазовых переходов влаги. Это, очевидно, связано с
большим содержанием влаги за счет незамерзшей воды, которая на-
рушает сплошность структуры, и торф можно рассматривать как
квазиоднородное твердое тело после замерзания свободной влаги.
Рис. 4.1. Зависимость 1/о — 1п I по дапным
испытания на растяжение мерзлого пуши-
цево-сфагнового торфа ненарушенного
сложения при различных температурах.

0, °С = —4,5 (7) —6,5 (2), —20 (3).

Основными факторами, которые
обусловливают превращение влаж-
ных дисперсных грунтов в монолит-
ные твердые тела при промерзании
и понижении температуры, являют-
ся: 1) постепенный переход воды в

лед, цементирующий частицы грун-

та; 2) уменьшение энергии подвижности атомов, упрочняющее кри-

сталлическую решетку льда, увеличивающее силы сцепления с ча-
стицами грунта и поверхностями смерзанпя. При каждом фиксиро-
ванном значении температуры можно выделить объем грунта, заня-
тый незамерзшей водой и воздухом, а также объем, занятый тверды-

ми компонентами — частицами грунта и льдом.

Обработка экспериментальных данных показала, что если от-
нести напряжение не к геометрической площади сечения испыты-
ваемых образцов, а к площади, занятой твердыми компонентами, ко-
торую приближенно можно определить с помощью параметра К©,;
отражающего относительное содержание твердых компонентов грун-
та в единице объема (см. гл. 2), то в зависимостях 1/сг — 1п I просле-
живается общий полюс даже при высоких температурах (рис. 4.1).
Наличие полюса, временная координата которого близка к величине
свободного колебания атомов, указывает на то, что в основе разруша-

ющего процесса в мерзлых грунтах, как и в однородных твердых те-
лах, лежит кинетическая природа взаимодействия атомов.

Проанализируем, как соответствуют экспериментальные данные
по определению прочности мерзлого торфа основному уравнению
долговечности, полученному с позиций кинетической концепции про-
чности твердых тел [Журков, 1957]:

I = 10 ехр И°Л;ГУС = 10 ехр

0.3)

где I — время до разрушения, с; 10 — период свободного колебания
атомов, равный 10-1'2—10“13 с; ио — энергия активации; ис —
= и0 — уо; и0 — энергия начальной активации; у — коэффициент
концентрации напряжения; о — напряжение, 105 Па; к — постоян-
ная Больцмапа; Т — абсолютная температура, К.

Уравнение (4.3) подтверждено экспериментальными данными,-
полученными в условиях простейшего вида нагружения твердых
тел (одноосного статического растяжения) и основано на линейной
зависимости напряжения от логарифма времени до разрушения при
постоянной температуре [Регель п др., 1974]. Прямые а — I, по-
лученные испытанием одного и того же твердого тела при различных
температурах, образуют веерообразный пучок, имеющий общпй по-
Рис. 4.2. Зависимость о — I.

а — для алюминия, испытанного на разрыв при различных температурах (по данным
В. Р. Регеля и др. [1974]); б — для верхового торфа при различных способах испы-
таний (по нашим данным); 1 — разрыв (0 = —8°С); 2 — сдвиг по боковой поверх-
ности моделей свай (0 = —5°С); з — сцепление (0 = —5°С)»

люс, ордината которого равна 10. В качестве примера на рис. 4.2
приведены графики такой зависимости для алюминия, построенные
по данным В. Р. Регеля с соавторами [1974].

Обработка аналогичным образом опытных данных по прочности
мерзлого торфа при различных видах испытаний показала, что для
него характер зависимости о — 1п I другой, чем для твердых тел:
она нелинейна во всем диапазоне изменения о (рис. 4.2,6). Таким
образом, использовать в чистом виде уравнение (4.3) для прогноза
долговечности или длительной прочности мерзлого торфа не пред-
ставляется возможным. Нелинейный характер зависимости и —• 1п I
отмечается также для некоторых твердых тел и рассматривается ря-
дом исследователей [Регель и др., 1974]. При этом отмечается не-
обходимость выделить два случая.

1. Искривление графиков а — 1п I при и—>0, наблюдаемое
практически для всех твердых тел и происходящее в связи с тем, что
с уменьшением напряжения количество актов восстановления атом-
ных связей стремится к количеству актов их естественного распада.
Это исключает накопление разрывов и предотвращает разрушение.
Если учесть акты восстановления, то уравнение (4.3) будет пред-
ставлять собой сложную функцию типа обратного гиперболического
синуса, которая при малом напряжении стремится к бесконечности,
а при его возрастании переходит в экспоненту. Кроме того, 10 не яв-
ляется строго постоянной величиной, а зависит от температуры
и напряжения, что сказывается при малых о.

2. Нелинейность о — 1п I проявляется во всем временном диа-
пазоне как при малых, так и при больших напряжениях. Выполнен-
ный нами анализ показывает, что именно такого рода нелинейность
графиков о — 1н I характерна для вечномерзлых торфяных грун-
тов (см. рпс. 4.2, б). В кинетической теории прочности опа связы-
вается с нестабильностью структуры материала и отмечается для
высокоэластпчных полимеров. Уравнение долговечности для них
предлагается записать в виде [Бартенев, Зуев, 1964]

I = Вап ехр -X,, (4-4)

к!

где В и п — параметры, получаемые экспериментально для каждого
вида материала.

Авторами кинетической концепции прочности твердых тел [Ре-
гель и др., 1974] отмечается, что выражение (4.5) сохраняет термо-
флуктуационный характер, но вынесение напряжения в предэкспо-
ненту лишает эту зависимость физической ясности, так как роль
внешней нагрузки сводится к уменьшению потенциального барьера
распада связей. Этими же авторами высказывается предположение,
что долговечность структурно-неустойчивых материалов может
быть описана уравнением (4.4), но с переменным параметром у, ко-
торый выражает изменение концентрации напряжений. Таким обра-
зом, согласно этому предложению для прогноза долговечности не-
обходимо знать у на каждом временном участке зависимости 1п I —о.

Для вывода уравнения, связывающего влияние на долговеч-
ность напряжения и температуры, необходимо кроме напряженно-
временной зависимости получить температурные зависимости дол-
говечности при фиксированных напряжениях. Для этих целей в ра-
боте В. Р. Регеля с соавторами [1974] использовалась функция

I— ИТ. Выбор аргументом величины 1/Т основан па представ-
лении о термофлуктуационном механизме разрушения, который ле-
жит в основе кинетической теории прочности.

Для твердых тел зависимость I — ИТ при одном и том же
напряжении линейна. Прямые, отвечающие каждому значению о,
образуют температурный веер с полюсом, лежащим на оси ординат.
Абсцисса его равна 10 (рис. 4.3, б).

Обработка аналогичным образом опытных данных для мерзлого
торфа показала, что зависимость I — ИТ в пределах от 0|(.3
до —8°С нелинейна, и только когда температура испытанных об-
разцов ниже —8°С, может быть представлена в виде прямых,
каждая из которых соответствует определенному значению напря-
жения.

На рис. 4.3, а приведен пример графиков I — ИТ для торфа,
построенных по опытным данным, представленным па рис. 3.19.
Нелинейные участки графиков также сходятся в едином полюсе,
ордината которого равна 10, а абсцисса близка к обратной величи-
не температуры начала замерзания грунтовой влаги (1/273 = 3,66-
•103 К-1). Выражение кривых этой зависимости имеет вид

(1/в)-(1ё'+1е 'о) = 1 + ИТ - 1/Гн.з, (4.5)

где Ъ — коэффициент, обусловленный напряжением и видом грунта.
Рис. 4.3. Зависимость 4 = —1/Т прп различных напряжениях:

а — для мерзлого торфа, построенные по опытным данным автора; б — для алюми-^
ния — по данным В. Р. Регеля и др. [1974].

Отличие температурно-временной зависимости прочности мерз-
лых торфяпых грунтов в диапазоне температуры от 0Н.3 до —8°С
от таковой для твердых однородных тел (см. рис. 4.2 и 4.3), видимо,
вызвано структурными преобразованиями, происходящими в про-
цессе кристаллизации грунтовой влаги, которые определяются не
только количественным увеличением содержания льда, учитыва-
емого нами при обработке опытных данных введением коэффициента
Кв, но, вероятно, и упрочнением кристаллической решетки льда
в результате понижения температуры.

Для получения уравнения длительной прочности необходимо
выполнить обобщение физических свойств и факторов, влияющих
, на долговечность. С целью более четкого выявления влияния этих
( факторов па прочность нами проведено обт,единение их в симплексы.
Обычно в этих случаях принимаются отношения текущих значений
определяющих одноименных характеристик к предельным. Предель-
ным значением временного фактора является период свободного ко-
лебания атомов 10, а текущим — время до разрушения при заданном
] значении напряжения и температуры I. Этот симплекс 1/10 присутст-

] вует в уравнении (4-3), которое можно записать в виде 1/10 =

I =ехр "о ~, Предельной величиной температуры для мерзлых
грунтов можно считать температуру начала замерзания грунтовой
влаги 6Н,3. Именно с этой температуры начинается существование
мерзлых груптов. Аналогично временному температурный симплекс
запишется в виде в/0п 3 (или при выражении в абсолютных темпе-
ратурах Т/Гц з). Подтверждением того, что указанный температур-
ный симплекс является обобщающим, служит факт равенства проч-
ности различных металлов при температурах, составляющих одина-
ковую долю от температуры плавления.

Как было показано ранее, основным параметром, объединяющим
влияние физических свойств на прочность, есть симплекс водных
характеристик (отношение влажности за счет льдистости к полной
влагоемкости ГЙЛ/1КП), который отражает степень кристаллизации
грунтовой влаги, а, кроме того, определяет плотность и пористость.
Использование указанных симплексов позволяет более четко вы-
явить закономерности зависимости прочности от температуры и вре-
мени действия нагрузки.

Как показала обработка опытных данных, зависимость проч-
ности мерзлого торфа от времени действия нагрузки оказалась ли-
нейной в логарифмических координатах а — I, при этом пря-
мые образуют веерообразный пучок с полюсом, абсцисса которого
равна 13, а ордината !<• о,, зависит от физических свойств грунта.
На графиках рис. 4.4—4.6 приведены зависимости сопротивления
растяжению ор, сдвигу по поверхностям смерзания т и эквивалент-
ного сцепления сэ от времени действия нагрузки в логарифмических
координатах, перестроенные соответственно по данным рпс. 3.10,
3.11, 3.26.

При этом Стр, т и с0 отнесены к твердым компонентам грунта (час-
тицам и льду), для чего снятые с графиков величины сгр, т и сэ были
разделены па коэффициент Кв, вычисленный для каждого значения
температуры (табл. 4.1).

Табл и ц а 4.1

Значения К0, вычисленные для испытанных образцов торфа

Вид испытания Основные физические свойства Темпера- тура, С ’’ н ке
Растяжение р = 0,88 г/см3, р8 = 1.57 г см3, —4.5 2,4 0,45
\УС = 4,25, рй = 0,17 г/см3 -6,5 1,75 0,61
—8 1,05 0,7
—20 0,9 0,73
Сдвиг по поверхности р = 0,98 г/см3, р8 = 1,5 г'см3. —1,8 3 0,33
смерзания торфа с мо- 1РС=3,6, рй=0,24— —2,5 2,1 0,58
делямп свай — 0,29 г/см3 —4,5 1,2 0,82
—6 1,0 0.87
Вдавливание сферпческо- р = 1,08 г/см3, IVс = 6,47, —2.5 3,8 0,46
го штампа р3=1,56 г/см3, ра = —4 2,6 0,68
= 0,14 г/см3 —6 1,8 0,74
-8,5 1,4 0,80

б Л. Т. Роман

129
Рис. 4.5. Зависимость от времени
сопротивления сдвигу по поверх-
ностям смерзания вмороженных
в торф моделей свай (й = 27 мм;

I = 36 мм) (в логарифмических
координатах). 0, °С = —6 (/),
—4,5 (2), —2,5 (3), —1,8 (4).

Рис. 4.6. Зависимость сдк от
1§ I для верхового торфа.

а — р = 1,08 г/смI * 3; IV = 6,47; р5 =
= 1,56 г/см3, 0, °С = —28 (Л>, —13 (2),
—6 (3), —2,5 (4); б — р = 2,01 г/см3;
IV = 3,7; р8' =1,5 г/см3, 0, °С =
= —7 (7), —4,5 (2), —2,5 (3).

Спрямление графиков в логарифмических координатах и нали-
чие полюса облегчают вывод уравнения зависимости прочности от
времени действия нагрузки при постоянной температуре. Он сво-

дится к следующему:

ак.

18 I - 18

(4.6)

I 7

Обозначим Г)д а = |3, тогда: т——— = Рек-
х8 °ок, к

получить выражение для долговечности, а

Отсюда можно легко
также для длительной
прочности:

I = /0 (0ок/ок)р0к; (4.7)

где Р«н — котангенс угла наклона прямых 1§ — Д I при темпе-

ратуре 0, а — напряжение, обусловливающее абсциссу полю-
са 1« оок.

Как можно видеть из (4.7) и (4.8), выражение зависимости
<»„ — I в логарифмических координатах есть не что иное, как пред-
ставление ее в симплексном виде сгок/ок; 1/10. Как показывают ре-
зультаты обработки опытных данных, величины Оо|. и 10, хотя и опре-
деляются в результате далекой экстраполяции, могут быть при-
няты в качестве исходных для практических расчетов одл и по
формулам (4.7) и (4.8). При этом 10 можно взять равным 10~13 с, а
<г|1|( должно определяться с помощью графиков ок — I, для чего
экспериментально необходимо найти прочность не менее чем для
двух шачении времени с достаточной для статистической обработки
повторностью опытов, выполняемых при постоянной температуре 0.

Абсциссе полученной прямой, равной 10, будет соответство-
вать ордината полюса (1п оок) для данного грунта, которая постоян-
на при любой температуре ниже 0Н3. Это позволяет построить по
одному значению прочности (лишь для одного момента времени) пу-
чок прямых, каждая из которых соответствует заданной температу-
ре1. Определив параметр |30кг как котангенс угла их наклона к оси
абсцисс, можем рассчитать время до разрушения I под действием
данной нагрузки по (4.7) или длительную прочность одл к по (4.9).
Ч тобы отнести значение длительной прочности, как это принято,
к геометрической площади сечения, следует умножить ок на пара-
метр Кв:

^дл *-^дл.к^6‘ (4-9)

Обработка опытных данных показывает также, что если проч-
ностные характеристики (сопротивление сдвигу, эквивалентное
сцепление и т. д.), полученные с учетом параметра Кв, умножить
на отношение влажности за счет льдистости к полной влагоемкостп,
то величина ^(ПокИ^/И^) становится постоянной, независимой от
вида торфа, степени его разложения и других физических свойств
(рис. 4.7). Как можно видеть, различные значения Со эк, равные
1,5 и 2,5, сближаются и полюс для обеих серий образцов может
быть принят постоянным, а величина (Со эк И7^ И^) равной 2,7.

Для минеральных грунтов зависимости прочности от времени
действия нагрузки в логарифмических координатах также линейны
[Вялов и др., 1981]. Их экстраполяция выявляет наличие полюса
даже без учета параметра Кв (рис. 4.8). Это связано с тем обстоя-
тельством, что приведенные данные относятся к температуре ниже
диапазона интенсивных фазовых переходов, т. е. когда количество
незамерзшей воды остается практически неизменным и оказывает
одинаковое влияние на прочность.
Рис. 4.7. Зависимость I свк —2 ]от

\ ''п/

для верхового торфа (образцы те же,
что и для рис. 4.6). Светлые точки —
р = 1,08 г/см3, И7 = 6,47, р8 =
= 1,56 г/см3; темные — р = 1,08 г/см3,
IV = 3,7, рч = 1,5 г/см3. 0, °С = —28
(7), -7 (2), -9 (3), -4,5 (4), -4 (5),
—2,5 (6).

Рис. 4.8. Зависимость о — I
для пылеватой супеси (сжатие) по
данным С. С. Вялова, Ю. К. Зарец-
кого, С. Э. Городецкого [1981].
0, °С = —20 (7), —10 (2), —5 (5).

Такпм образом, уравнения (4.8), (4.9) справедливы и для ми-
неральных грунтов, хотя для них более просто обрабатывать опыт-
ные данные в полулогарифмических координатах (1/о — 1п /) и ис-
пользовать с целью прогноза длительной прочности уравнение
(4.2), предложенное С. С. Вяловым [1959]. Более интенсивно выра-
женная ползучесть торфяных грунтов, обусловленная значитель-
ным содержанием в них льда, незамерзшей воды, а также податли-
востью частиц торфа, приводит, как было показано выше, к нели-
нейности графиков 1/0 — 1п I, особенно при температуре в диапазо-
не интенсивных фазовых переходов, поэтому для них, независимо
от степени заторфовапностп, рекомендуется уравнение (4.9).

Для вывода уравнения, которое бы выражало зависимость проч-
ности от времени и температуры, перестроим графики, представлен-
ные на рис. 4.6, а, в координатах 1д 10/1 — ТН,^!Т при постоянных
значениях напряжений (рпс. 4.9). В них четко прослеживаются два
участка. В диапазоне температур, близких к температуре начала
замерзания грунтовой влаги, координаты графиков стремятся:

Тп_3/Т -> 1. Ордината излома графиков на температур-
ной оси соответствует примерно —8 С. Характерно, что именно это
значение температуры получено в качестве температурной границы
твердомерзлого и пластично-мерзлого состояния торфа, рассчитан-
ной по изменению влажности за счет пезамерзшей воды. Прп этой тем-
пературе е?РКн/й0 составляет для торфа примерно 0,028. Излом гра-
фиков 10/1 — ТМ1Т указывает на различное влияние температуры
на прочность в начальном диапазоне промерзания грунтовой влаги
Рис. 4.9. Зависимости (цД) — Тпъ!Т, соответствующие различ-
ным напряжениям.

1 — 0,75; 2 — 1,0; 3 — 1,25; 4— 1,5 МПа (по данным рис. 4.6, а).

и после того, как произойдут основные фазовые переходы. После
понижения температуры ниже —8°С зависимости 1д 10/1— Тпя!Т
линейны и экстраполируются в начало координат (рис. 4.10). Для
участка I уравнение запишется в виде

18 1^1 = ЦТп.3/Т - 1),

(4.10)

где — тангенс угла наклона прямых 10/1 — Таз1Т на участке
от Тн.3 до —8°С.

Преобразуя (4.10), получим

«= ^оехр2,3|1(7’н.3/7’-1), (4-11)

где 2, 3 — коэффициент перехода от десятичных к натуральным ло-
гарифмам, или

I = 10 ехр

2,3?1(7’и.3-7’)
Т

(4-12)

Уравнение (4.10) справедливо для мерзлого торфа в диапазоне
температуры от 0Н,3 до —8 С.

Для более низких температур (участок II па рис. 4.10, б) урав-
нение долговечности будет пметь вид

18 10'1 = Ви Т’н.з/У. (4.13)

Преобразуя его, получим

г = гоехр2’3У"Л (4.14)

гДе Ви — тангенс угла наклона прямых 1пН — Тп,^Т на участ-
ке II, соответствующем температуре ниже —8'С.

Анализируя уравнения (4.10) и (4.11) аналогично тому, как
это выполнено при выводе уравнения долговечности твердых тел
[Регель и др., 1974], и сопоставляя их с уравнением (4.3), можно
видеть, что энергия активации процесса разрушения мерзлого тор-
Рис. 4.10. Зависимости — Тк 3/Т.

а — тр ж?, чго и нт ри;. 4.5, иэ построенные, для диапазона температур ниже —8°С; б —
о5щч1 влд гра[млов с экстраполяцией характерных участков I и II в полюсы,

фа в диапазоне температуры интенсивных фазовых переходов за-
висит от температуры грунта и температуры начала замерзания грун-
товой влаги. При температуре ниже —8 С остается лишь влияние
температуры начала замерзания.

Уравнения (4.8), (4.11) и (4.13) получены на основе обработки
экспериментальных данных для одних и тех же образцов и выражают
зависимость между долговечностью 10, напряжением и температу-
рой. При этом в (4.13) параметром р0к учитывается влияние темпера-
туры, а в (4.11) и (4.13) — эмпирическими параметрами и —
влияние напряжения.

Какой же вид будет иметь уравнение длительной прочности
мерзлых торфяных грунтов с позиций кинетических представлений
о процессе разрушения? Найдем зависимость эмпирических парамет-
ров Р©к, Вы от энергии активации 11а. Для определения по
опытным данным воспользуемся методом, предложенным в работе
В. Р. Регеля с соавторами [1974] для структурно-неустойчивых ма-
териалов. Согласно этому методу усложнения зависимости долго-
вечности от о и Т вызываются нестабильностью коэффициента кон-
центрации напряжений у в уравнении (4.3), т. е. его непостоянством
при различных напряжениях и температурах. В этом случае можно
допустить, что семейство точек До, Т) с некоторой точностью опи-
шется выражением

. - V (о. Л а

* = 10 ехр -2—------------

(4-15)

где у(о, Т) — усредненное значение коэффициента у в данном
интервале а и Т, тогда

= По - у (о, Т) = 2,ЗПТ (]81 - /0),

где П — универсальная газовая постоянная;
« 2-10“3 ккал/моль °С.

(4.16)

Н = «
Рис. 4.11 Зависимости энергии ак-
тивации мерзлого торфа от величины
эквивалентного сцепленпя, рассчи-
танные по формулам (4.18) и (4.19).
©, °С = —2 (I), —6 (2), —13.5 (5),
-28 (4)

Точки на графике — о для мерзлого торфа (11с вычислялось
согласно (4.16) по опытным данным (см. рис. 4.4)) располагаются
ступенчатой системой групп (рис. 4.11), однако они расположены
весьма близко и дают возможность провести одну линию на все
семейство точек. Ее экстраполяция к о = 0 позволит получить зна-
чение энергии активации, которое и может быть принято за (70.

Таким образом, уравнения (4.15) и (4.16) можно использовать
для выражения зависимости параметров р0к, и от энергии ак-
тивации.

Логарифмируя (4.7), получим (1/10) — (30к ]§(о0к/о); из урав-
нения (4.16) (1/10) = 1}о12,ЗВТ. Тогда В0К (сгок/о) = ^г/

/2,ЗВТ;

Рек=2,ЗЯп/(пок/О)- (4Л/)

Таким же способом получим и выражения и ^ц. Логарифми-
руем (4.12) и (4.13) и, приравнивая (1/10) к 7/с/2,3/?7\ будем иметь

ё Т 2,ЗЯ7’

у — 2,ЗЯ7‘

Отсюда

^ = 2,37? (7^-7)’ <4Л8>

= 2,ЗЯ7Н 3 ’ С4-19)

Подстановка выражений р0к, ет, соответственно в (4.8), (4.12)
и (4.14) показала, что эти уравнения приводятся к единому виду,
соответствующему уравнению долговечности, полученному согласно
кинетической теории прочности твердых тел:

*р = 10 ехр

где 11 с = С70 — усг, чем учитывается зависимость энергии активации
11о от напряжения (Во — исходное, при о = 0 значение 11). Однако
в отличие от твердых тел, у которых у = сопз1, для мерзлых тор-
фяных грунтов у есть функция температуры и напряжения, т. е.
1ТС = у(ахТ)а. Этим учитывается влияние нестабильности струк-
туры мерзлых торфяных грунтов.

Таким образом, описание долговечности мерзлых торфяных
грунтов может быть основано на кинетических представлениях о
прочности твердых тел с учетом многокомпонентпости и фазовых пе-
реходов влаги. В результате термофлуктуационного разрушения
связей, восстановлению которых препятствует внешняя нагрузка,
происходит постепенное накопление разрывов, образуются дефекты
структуры, нарушается сплошность.

Весьма важно установить связь между новрежденностыо и ос-
новным уравнением длительной прочности.

Микроструктурными исследованиями [Вялов и др., 1973] для
мерзлых минеральных грунтов установлено, что изменение струк-
туры существенно зависит от того, является ли процесс деформиро-
вания затухающим или незатухающим. При незатухающей ползу-
чести отмечается образование микро- и макротрещин. Показателем
процесса их развития является степень поврежденности (отношение
площади дефектов к общей площади сечения), которая, как пока-
зано Р. В. Максимяк, в момент разрушения достигает критического
значения, постоянного для данного вида грунта и температуры.

При оценке интенсивности процесса длительного разрушения
мерзлых торфяных грунтов нами использовался подход, принятый
для минеральных грунтов [Вялов, 1978]: скорость роста дефектов
рассматривалась как функция напряжения и времени

§ = (4.20)

Функция /(о, /) устанавливалась па основе зависимости, по-
лученной микроструктурными исследованиями, по с учетом урав-
нения длительной прочности (4.9). Как показано [Вялов и др.,,
1973], закономерность, выражающая связь между поврежденностью,
временем и напряжением, имеет вид:

1 _ о = (1 _ + 1)-%а, (4.21)

где о» — степень поврежденности в момент времени I, после прило-
жения нагрузки; <о0 — степень поврежденности в незагруженном
состоянии; о — уровень напряжений; у — параметр.

Установленная нами выше зависимость между о, I — (4.8) и
(4.9)— позволяет уровень напряжений принять

О — О О^о?

(4.22)

а интервал времени задать от 10 до 1Р.

Тогда сначала продифференцировав, а затем проинтегрировав
(4.21), получим

*р

( -сН 1 , 1 - %

1 О — = -----1П ;-------

9 I X 1 —

'о

(4.23)
Уравнение (4.23) является выражением длительного разруше-
ния, вытекающим из условия а»р = сопк( и позволяющим учитывать
режим загружепия, переменность нагрузки, изменчивость свойств
грунта во времени.

Разрушение наступит в тот момент, когда отношение неповреж-
денной площади единичного поперечного сечения в дозагрузочном
состоянии к неповрежденной площади, сформировавшейся за период
воздействия нагрузки, достигнет критического значения. Обозначим:

4-1115----е = Ч (4.24)

тогда для случая о = сопз! будем иметь:

(ТокМк = -^-1п Й^о)- (4-25)

Так как пз (4.8) выражение для сгок/ак имеет вид

Оои/Пк = (*/*о)1/₽0к, (4.26)

то, учитывая 4.26, можно записать

Оои^к = (РекМп(пок/0к); (4.27)

<4-28>

Выражение (4.28) позволяет рассчитать по экспериментальным
данным степень поврежденности грунта в период разрушения, что
весьма важно для оценки условий подобия работы вмороженных
свай в мерзлых торфяных грунтах.

ГЛАВА

ФИЗИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ
ПРИ ОПРЕДЕЛЕНИИ ПРОЧНОСТНЫХ
И ДЕФОРМАТИВНЫХ СВОЙСТВ
МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

5.1. ПОСТАНОВКА ИССЛЕДОВАНИЙ

Все вопросы, связанные с моделированием при опре-
делении прочности и деформируемости мерзлых грунтов, можно
классифицировать по двум основным направлениям.

1. Моделирование процессов изменения прочности и деформи-
руемости во времени, которое позволило бы по данным кратковре-
менных испытаний прогнозировать длительную, сопоставимую со
сроками службы сооружения, прочность и осадку грунтов.

2. Моделирование, направленное на получение сопоставимых ре-
зультатов испытаний образцов различных размеров, которое дает
возможность переносить данные лабораторных опытов в натурные
условия.
Задачи первого направления составляют оспову теории длитель-
ной прочности и деформируемости. Применительно к мерзлым тор-
фяным грунтам они рассматриваются в соответствующих разделах
настоящей работы (см. гл. 3, 4, 6).

В данной главе приводятся результаты исследований по второ-
му направлению — выявлению влияния масштабного фактора при
проведении основных видов испытаний мерзлых торфяных грунтов.
Решение этих вопросов имеет важное практическое значение. Дейст-
вительно, если от размеров модели зависят конечные результаты ис-
пытаний, то, не зная перехода от модели к натуре, невозможно по-
лучить достоверные данные.

Практика изучения льда и мерзлых грунтов показала, что влия-
ние величины образцов весьма существенно. Правильная оценка
прочности ледяного нокрова по данным лабораторных испытаний
может быть достигнута лишь в том случае, если при приготовлении
образцов регулировать размеры кристаллов [Лавров, 1969]. В не
меньшей степени влияние масштабного фактора сказывается при
проведении испытаний моделей свай, вмороженных в вечномерзлый
грунт [Цытович, Вологдина, 1936; Салтыков, 1959; Вялов, 1959;
Гречищев, 1966; Велли и др., 1966; Кардымон, 1967; и др.].

Несмотря на то, что этот вид испытаний является одним из наи-
более применяемых, способ перехода от данных таких испытаний
к расчетным характеристикам до сих пор не разработан, хотя были
предприняты попытки нахождения эмпирических коэффициентов,
позволяющих учесть масштабный фактор [Кардымон, 1967; Велли
и др., 1966], а также попытки применить для этой цели физическое
и математическое моделирование [Тябин, 1951; Вялов, 1959; Гре-
чищев, 1964].

Первый путь весьма трудоемок, полученные данные справедли-
вы лишь для данных конкретных условий. Результаты второго не
дали исчерпывающих ответов. Так, решение осесимметричной трех-
мерной задачи о течении мерзлого грунта вокруг вдавливаемого
стержня [Вялов, 1959] показало, что при одинаковой плотности,
вязкости, предельном напряжении сдвига размеры натуры и модели
должны быть равны, иначе условие подобия невыполнимо. Распре-
деление напряжений и очертания пластических областей натуры
и модели будут подобны только в том случае, если плотность грунта
модели увеличить во столько раз, во сколько модель меньше натуры.
Прп исследовании мерзлых грунтов такое задание плотности прак-
тически неосуществимо. С. Е. Гречищевым [1966] в качестве основ-
ного фактора, влияющего на сопротивление сдвигу по поверх-
ностям смерзания моделей различных размеров, выделен процесс
формирования криогенной текстуры грунта вокруг моделей. От-
мечено, что в подобных моделях ввиду различной ширины грунта
вокруг модели неодинакова скорость промерзания. Это обусловли-
вает различные размеры ледяных кристаллов и кольцевых шлиров,
изменение порового давления и, как следствие,— неодинаковые
силы смерзания.
Вопросы подобия при исследовании мерзлых торфяных грун-
тов приобретают особо важную роль, так как влияние масштабного
фактора усиливается большим льдосодержанием и неоднородностью
структуры. Для этих грунтов условия подобия должны быть приня-
ты во внимание не только с целью получения достоверных характе-
ристик по данным лабораторных испытаний, но и с целью выявления
возможности применения стандартных приборов, так как сущест-
вующие ГОСТы на мерзлые торфяные грунты не распространяются.

При проведении исследований весьма важно сопоставить свой-
ства торфяпых и минеральных грунтов. Для этой цели также необ-
ходимо выявить влияние масштабного фактора, разработать способ
его учета, чтобы была возможность сравнивать идентичные ре-
зультаты.

Нами использовались предпосылки, основанные на теории мо-
делирования работы твердых деформируемых тел, в которой выде-
ляют условия простого и расширенного подобия {Назаров, 1965].
В случае простого подобия деформативно-напряженно-временные
зависимости для модели и натуры совпадают, т. е. если к двум гео-
метрически подобным телам (А и А') одновременно в сходственных
точках приложены поверхностные силы одинаковой направленности
и с интенсивностью, обратно пропорциональной линейным разме-
рам тел, то напряжения о и относительные деформации б в сходст-
венных точках по всем осям (х, у, г) обоих тел совпадают в каждый
заданный момент времени I. Это условие можно записать для тела А:
о = /(б, х, у, 2, г); (5.1)

для тела А':

о = х’/п, у'/п, г'/п, /), (5.2)

где п — множитель геометрического подобия.

Уравнения (5.1) и (5.2) являются условиями простого подо-
бия тел.

При расширенном подобии деформативно-напряженио-времен-
ные зависимости модели и натуры не совпадают и отличаются на
определенные множители подобия. В этом случае, если выразить
связь между напряжениями и деформациями в теле А уравнением
(5.1), то для подобного ему тела А' аналогичная зависимость будет
иметь вид:

о'/р = /(б/-у, х'/п, у'/п, г'/п,

(5-3)

где р, у, т] — множители подобия соответственно для напряжения,
деформации и времени.

Уравнения (5.1) и (5.3) являются условием расширенного по-
добия, при котором можно получить ускорение процессов деформи-
рования с целью прогноза длительной прочности или деформируе-
мости.

Для того чтобы учесть влияние размеров образцов или моделей
па численные значения прочностных и деформативных характерис-
тик, нет необходимости ускорять процессы деформирования, поэто-
му достаточно задать условия простого подобия, при котором на-
пряжения, относительные осадки в сходственных точках образцов,
независимо от размеров последних, в одни и те же промежутки вре-
мени одинаковы, т. е. Р = у = г] = 1.

Основная задача при моделировании состоит в том, чтобы вы-
яснить, соблюдается ли это условие для данного вида испытаний
и установить меру несоответствия скорости затухания осадок и сни-
жения прочности во времени для образцов различных размеров.
Нами рассматривались условия подобия при определении сопротив-
ления сдвигу мерзлого грунта по боковой поверхности свай и при
определении осадок с помощью штампов.

5.2. УСЛОВИЯ ПОДОБИЯ

ПРИ ОПРЕДЕЛЕНИИ СОПРОТИВЛЕНИЯ СДВИГУ
ПО ПОВЕРХНОСТЯМ СМЕРЗАНИЯ

Как уже отмечалось выше, условие простого подо-
бия (5.1)—(5.2) при определении сопротивления сдвигу по боко-
вой поверхности свай не соблюдается (табл. 5.1). С увеличением диа-

Таблица 5.1

Опытные данные, иллюстрирующие зависимость сопротивления сдвигу по
боковой поверхности вмороженных моделей от их размеров

Вид испытания № опыта Диаметр модели, см Длина моде- , ли, см Темпера- тура, С Длитель- ное сопро- тивление сдвигу, 10 МПа Источник
1. Выдергнванпе моделей 1 1,5 10 —0,4 3,2 [Вялов,
свай, вмороженных в 2 3,5 10 —0,4 2,5 1959]
супесь (загруженпе 3 7.0 10 —0,4 1,8
ступенями) 4 1,75 8,75 —0,4 4,2
5 3,5 17,5 —0,4 3,5
6 7,0 35 —0,4 2,1
2. То же. мгновенное за- 7 1,75 10 —0.4 5,1
гружение 8 3,5 10 —0,4 4,1
9 7,0 10 —0,4 3,4
3. Выдергнванпе метал- 10 3 10 —3,8 3,8 [Велли, Кар-
лическпх моделей, пов, Иванов,
вмороженных в сугли- нок 1966]
4. Выдергнванпе бетон- 14 3 10 —4,5 4,5
ных моделей, вморо- 15 5 10 —4.5 4,2
женных в суглинок (РУ = 0,27) 16 19,2 10 —4,5 3,5
5. Продавливание бетон- 17 5,1 9 —0,5 1,05 [Кардымон,
ных моделей, вморо- 18 8 9 —0,5 0,62 1967]
женных в мелкозер- нистый песок (р = = 1,83 г/см3, УУ = = 0,2) 19 14 9 —0,5 0,52
метра свай несущая способность убывает (опыты 1—3; 7—9; 10—13;
14—16; 17—19). Такая же закономерность отмечается и при соблю-
дении полного геометрического подобия (опыты 4—6), т. е. в том
случае, когда при увеличении диаметра пропорционально увеличи-
вается длина сваи.

Изменение только одной длины при постоянном диаметре ска-
зывается в меньшей мере на несущей способности и, эксперименталь-
ные данные определяют ее влияние неоднозначно. Так, по данным
И. А. Цытовича, И. С. Вологдиной [1936] мгновенное сопротивление
сдвигу по боковой поверхности вмороженных в глинистые грунты
деревянных моделей с увеличением их длины увеличивалось, в пес-
чаные грунты — уменьшалось (что, в общем, труднообъяснимо).
С. С. Вялов [1959] отмечает увеличение прочности смерзания с уве-
личением длины свай (опыты 2—6). Такая же закономерность по-
лучена нами при определении сопротивления сдвигу по боковой
поверхности моделей, вмороженных в торфяные грунты. При этом
исследовались модели нескольких типоразмеров с соблюдением пол-
ного геометрического подобия между ними (й;/й = Ц/1 = п =
= СОП81), а также испытаны два типа моделей свай, для которых
соблюдалось афинное подобие: для первого типа диаметр оста-
вался постоянным, менялась только длина; для второго длина
оставалась постоянной — менялся диаметр. Опыты доводились до
продавливания (срыва) моделей с фиксацией времени, через которое
произошло продавливание. Методика испытаний и результаты об-
работки опытных данных рассмотрены в гл. 3.

Результаты опытов показали, что характер зависимости сопро-
тивления сдвигу от размеров моделей, вмороженных в торф,; остает-
ся таким же, как и при вмораживании их в минеральные грунты.

Прочность смерзания торфа снижается с увеличением коэффи-
циента п при соблюдении полного геометрического подобия (п =
= Л1!с1х = = сопй1), т. е. при

пропорциональном росте диамет-
ра и длины модели (рис. 5.1). Уве-
личение только диаметра или толь-
ко длины также обусловливает
уменьшение прочности смерзания.

Таким образом, опытные дан-
ные показывают, что условия прос-

Рис. 5.1. Временная зависимость со-
противления сдвигу по поверхностям
смерзания металлических моделей свай
различных размеров с верховым сред-
неразложпвшпмся торфом, имеющим
влажность, близкую к полной влагоем-
кости.

а — е = —4,5°С; б — 0 = —6,2°С. п =
= 1 (7), 2,2 (2), 3,33 (3), 1 (4) 1,875 (5), 18,75
(6)
того подобия (5.1)—(5.2) при испытании моделей вмороженных
свай не соблюдаются. Выполнение этих условий наблюдалось бы
в том случае, если бы период от начала загрузки до срыва моделей
был одинаковым для геометрически подобных моделей при одной
и той же удельной нагрузке и прочих равных условиях (одинаковый
материал моделей, физические свойства и температура грунта). Как
можно видеть по данным многих авторов для минеральных грунтов
(см. табл. 5.1), а также по нашим данным, для торфа (см. рис. 5.1)
этот период обратно пропорционален размерам геометрически по-
добных моделей, т. е. несущая способность меньших моделей выше.

Рассмотрим известные решения, направленные на выявление
зависимости осадки от напряжения, времени его воздействия и раз-
меров свай. Эти уравнения получены теоретически при рассмотрении
задачи о свае в осесимметричной постановке на ЭВМ методом конеч-
ных элементов В. Г. Федоровским [1972] — в пределах линейной
зависимости осадки $ от нагрузки р и М. Э. Слепаком [1980] — с уче-
том нелинейности функции 5 = /(р).

По данным В. Г. Федоровского, зависимость между осадками
сваи, нагрузкой и размерами свай имеет вид

5 = р [0,16 1п (7/г7) + 0,17 — О,24ц],'С7, (5.4)

где 5 — осадка сваи; р — нагрузка; О — модуль сдвига; I — дли-
на сваи; д, — диаметр сваи; ц — коэффициент Пуассона.

Сравним интенсивность нагрузки в сходственных точках вок-
руг подобных свай (модуль геометрического подобия п = — = —
при одинаковом значении относительной осадки оснований
(6 = зНг, где 1г — расстояние от торца сваи до точки, в которой опре-
деляется 6). Решая (5.4) относительно р, получим

р = 801/[0,1(5 ]п(7/й) + 0,17—0,24ц].

Нагрузки, которые обеспечат равенство относительных осадок
геометрически подобных свай 1 и 2, будут равны:

Р1 = й/^7^/ [0,16 10(7^) + 0,17—0,24ц],
р2 = ЪкргкргС/[0,1(5 1п(7х с1л) + 0,17 — 0,24ц].

Из полученных выражений видно, что рг и р2 связаны соотно-
шением

Р2 = Р1^.

Если примем распределение напряжений только по боковой поверх-
ности сваи, то нагрузки р1 и р2 можно выразить следующим образом:
рг = т2лг171;

р.2 = т2лг1га71л.

При восприятии усилий боковой поверхностью и торцом р± и Ръ
будут равны:

= т2лг171 + олг2;

р2 = т2лг1/1«2 + слг^лг2.
Таким образом, в обоих случаях р2 = Р1П?', следовательно, решение
(5.4) получено из условия, что равенство относительных осадок
в сходственных точках грунта вокруг подобных моделей обеспечи-
вается одинаковыми напряжениями в этих точках. Такой же ре-
зультат дает анализ решения, полученного М. Э. Слепаком [1980]
для условий нелинейной зависимости осадки свай от нагрузки
(с учетом фактора времени):

8 = 1(Р^АГ-у/т1а, (5.5)

где % — безразмерный коэффициент, зависящий от отношения дли-
ны к диаметру Ид и параметра т, характеризующего нелинейность
связи между напряжениями и деформациями; А — параметр, ана-
логичный модулю сдвига, по для нелинейного закона; I— отно-
шение времени работы сваи к его начальному отрезку, равному 1 ч.
При соблюдении условий простого подобия параметры для геометри-
чески подобных свай должны быть одинаковыми. Относительная
осадка 6 в сходственных точках определится:

(/1п//11и) (тлГ1И1 2хМ^1«2)1/т А (5.6)

где /г — расстояние до точки, в которой определяется относитель-
ная осадка. Из уравнения (5.6) легко видеть, что одинаковые отно-
сительные осадки в сходственных точках вызываются одним и тем
же напряжением т.

Рассмотрим решение Р. М. Хафизова [1972], относящееся
к определению зависимости между сдвигающими напряжениями
по боковой поверхности вмороженных свай и их размерами;

1 + А-0Г0/А^/ )’

где к0 — коэффициент постели, равный /?/О,79с7(1 — р2); кг — ко-
эффициент сдвига, равный 1/иЦР/з — к0Рц]', Ро —площадь попереч-
ного сечения сваи; « — осадка сваи. Решая (5.7) для геометрически
подобных свай, получим, что т2 по всей глубине заделки свай в мерз-
лый грунт в сходственных точках одинаковы.

Таким образом, все имеющиеся решения, устанавливающие
связь между деформациями и напряжениями по боковой поверхности
свай, получены в предположении соблюдения условий простого по-
добия. Это значит, что при загружепии геометрически подобных
свай силами одинаковой направленности и интенсивности напря-
жения и относительные деформации в сходственных точках подобных
моделей должны совпадать, период времени от начала загружеппя
до срыва подобных моделей, загруженных одинаковой удельной
нагрузкой, должен быть одним и тем же. Однако, как было показа-
но выше, опытные данные не подтверждают указанные закономер-
ности: модели малых размеров обладают повышенной удельной не-
сущей способностью, причем это несоответствие убывает с увеличе-
нием размеров моделей. Как отмечено Н. II- Салтыковым, влияние
на удельную несущую способность диаметра свай перестает сказы-
ваться, когда он превышает 20 см. Это позволяет предположить, что
основным фактором, обусловливающим несоблюдение условий прос-
того подобия, является масштабный эффект.

В теории подобия наиболее распространенное толкование мас-
штабного эффекта связано со статистической теорией прочности
хрупких материалов [Назаров, 1965]. Сущность этой теории за-
ключается в следующем. Любой материал является неоднородным
и в нем имеются дефекты различной величины, ослабляющие его со-
противляемость. С увеличением размеров образца вероятность на-
личия в нем крупных дефектов возрастает, чем и объясняется сни-
жение его прочности. Установление количественной зависимости
прочности образцов от распределения дефектов представляет собой
сложную задачу, поэтому при построении статистической теории
прочности прибегают к тем или иным упрощающим предпосылкам.
Чаще всего для каждого конкретного материала и размеров образ-
цов, основываясь на статистической теории, выводят переходные
коэффициенты, позволяющие учитывать масштабный эффект.

Влияние масштабного эффекта при определении физико-меха-
нических свойств грунтов отмечено К. В. Руппенейтом [1954].
Используя решение Ф. С. Ясинского [1897] о распределении на-
пряжений в мелкозернистых телах в зависимости от размеров зерен,
он показал, что грунты удовлетворяют условиям сплошности и на-
значил минимальные размеры образцов некоторых видов грунтов
для условий механических испытаний.

Нами сделана попытка найти закономерность в распределении
дефектов по поверхностям смерзания. На рис. 5.2 представлены гео-
метрически подобные сечения, составленные из одинаковых квадра-
тов, длина стороны которых принята равной единице. Если допус-
тить, что ослабление сечения происходит на стыке этих квадратов
и за один дефект принять сторону такого квадрата, то легко убедить-
ся, что количество дефектов, приходящихся на единицу геометри-
ческой площади сечения, с увеличением размеров сечения растет.
Так, из площади 2X2 квадрата размещается 4 дефекта, т. е. на еди-
ницу площади приходится 1 дефект. При увеличении линейных раз-
меров сечения в 2 раза на единицу площади приходится уже 1,5 де-

Рис. 5.2. Примеры возможного количества дефектов (Д) в зависимости от
площади сечения (/') при различном модуле геометрического подобия (п).
а — схема квадратного сечения; б — схема криста тла льда.
фекта, а при увеличении в 4 раза — 1,755 дефекта (рис. 5.2, а). Под-
счет количества «дыр» (пространство, заключенное между белыми
и черными кружочками, изображающими атомы кислорода и водо-
рода) в схеме строения кристалла льда, заимствованной из работы
А. И. Китайгородского [1977] (рис. 5.3, б), также показывает, что
с увеличением размеров площади количество «дыр», приходящихся
на единицу площади, увеличивается: при условном диаметре по-
верхности льда, равном 1,5, на единицу площади приходится 0,56
дефекта; при диаметре 3,6—0,69 дефекта и т. д. Таким образом,
уменьшение сплошности сечения можно связывать не только с де-
фектами, возникающими в результате образования трещин, но, оче-
видно, и с особенностями молекулярного строения. Как в том, так
и в другом случае прослеживается затухающий закон нарастания
количества дефектов, приходящихся на единицу площади, прп уве-
личении размеров образцов.

На рис. 5.3 даны графики зависимости количества условных
дефектов (определяемых по схеме рис. 5.2, а), приходящихся на
единицу площади, от множителя геометрического подобия для боко-
вой поверхности свай квадратного сечения, когда соблюдается

полное геометрическое подобие (Ьп — пЪд, 1п = п1у) — кри-
вые 1,2)',

афипное подобие — ширина сечения (Ь) возрастает (Ъп = пЬ^),
а длина сваи (/-) остается постоянной — кривая 5;

афинное подобие — ширина постоянна, а длина увеличивается
(1п — п/х) — кривая 4.

Все кривые показывают, что количество дефектов, приходящих-
ся на единицу площади, с увеличением множителя подобия увеличи-

вается, однако скорость этого увеличения затухает с ростом п', при
этом влияние ширины сечения сваи (диаметра) сказывается в боль-

шей мере, чем длины. Это согласуется с приведенными выше экспе-
риментальными данными о несущей способности вмороженных мо-

делей свай (см. рис. 5.1), в частности, с выводом о том, что при диа-

метре более 20 см размер модели прак-
тически перестает сказываться на удель-
ной (отнесенной к единице боковой по-
верхности) несущей способности [Сал-
тыков, 1959; Вялов, 1959].

Несмотря на то, что графики,
представленные на рис. 5.4, отобража-
ют зависимость условных дефектов
от множителя подобия, характер этой

Рис. 5.3. Зависимость количества дефектов,
приходящихся на единицу площади (Д1Р),
от множителя подобия моделей.

1 —для боковой поверхности при полном подобии
моделей; 2 — для поперечного сечения при полном
подобии моделей; 3—для боковой поверхности при
неполном подобии (меняется радиус, длина остается
постоянной); 4 — для боковой поверхности при по-
стоянном диаметре и меняющейся длине.

10 Л. Т. Роман
Значение параметра а

Таблица 5.2

№ кривой на рис. 5.4 Вид подобных поверхностей а
1 Боковая поверхность свап прп Ъп = Ъгп", 1п =/11П 0,25
2 Квадратное сечение 1,0
3 Боковая поверхность свап прп 1 = сопзЦ Ъп = Ь^п 0,20
4 Боковая поверхность свап прп Ь — сопвЦ 1п = 1гп 0,10

зависимости остается справедливым для любого количества де-
фектов, приходящихся на единицу площади, т. е. изменится толь-
ко масштаб. Поэтому полученные графики могут быть исполь-
зованы для выявления зависимости фактического количества де-
фектов от множителя подобия, при этом исходным параметром яв-
ляется количество дефектов, приходящихся па единицу площадп
первой модели (Д\Д1). Нами сделана попытка подобрать уравнение,
справедливое в общем виде для всех представленных графиков.
Наиболее соответствующим оказалось следующее выражение

= (5-8)

где Дп1Рп — количество дефектов, приходящихся на единицу пло-
щади большей модели с множителем подобия п", ДДЕ, — количество
дефектов, приходящихся на единицу площади модели с множителем
подобия п = 1; а — безразмерный коэффициент, зависящий от
вида подобных поверхностей (табл. 5.2).

Кривые рис. 5.3 раскрывают только общпй характер зависи-
мости количества дефектов от множителя подобия, по не дают воз-
можности определить площадь дефектов. Задачу моделирования
можно считать разрешенной в том случае, еслп мы сможем опреде-
лить площадь поврежденности по поверхности смерзания моделей
свай с грунтом. Это позволит для каждой модели рассчитать факти-
ческое напряжение т/, приходящееся на «сплошную» (без дефектов)
поверхность смерзания. Его величина в момент сдвига для моделей
любых размеров должна быть одинаковой прп прочих равных ус-
ловиях.

Применим к оценке связи количества дефектов и множителя
подобия теорию длительного разрушения грунтов, разработанную
С. С. Вяловым и Р. В. Максимяк [Вялов, 1973] на основе исследо-
ваний на микроскопическом уровне закономерности развития по-
врежденпости грунта при его деформации и разрушении. Этими ис-
следованиями было, в частности, установлено, что параметр В в
уравнении длительной прочности тдл = |3/1п прп рассмотрении
сопротивления сдвигу по боковой поверхности вморожепных свай
характеризует поврежденность групта по площади смерзания до
приложения нагрузки и в момент разрушения:

где <ог = (Ео + ЕГ)!Е — степень поврежденности в момент разру-
шения; «о = Ео!'Е — степень поврежденности до загрузки; Ет —
площадь дефектов, образовавшихся в процессе работы грунта от мо-
мента приложения нагрузки до разрушения; Ео — площадь, заня-
тая дефектами до загрузки; Е — общая (геометрическая) площадь
боковой поверхности модели.

Этими же исследованиями было показано, что степень повреж-
денности в момент сдвига (разрушения) <вг для данного грунта при
одной и той же температуре является постоянной величиной. Сле-
довательно, для всех подобных моделей можно записать

(Ли + Ег1)/Ег = (Е02 + Ег2)/Е2 = (Е0[ + Еп')/Е1 = сопзК (5 10)
Таким образом, числитель в уравнении (5.9) для всех моделей яв-
ляется постоянным, меняется лишь знаменатель. Так как исходных
дефектов в большей модели больше, то и степень поврежденности
для нее до приложения нагрузки больше. Отношение неповрежден-
ной площади сечения в момент разрушения к геометрической для
данного грунта является постоянной величиной:

[А — (Ео + ЕТ)]!Е = сопз1.

(5.11)

Так как до загрузки в большей модели дефектов па единицу площади
больше, то чтобы соблюдалось постоянство отношения (5.10) и (5.11),
большая модель в процессе работы от начала загрузки до разруше-
ния должна приобрести меньше дефектов, т. е. ее разрушение на-
ступит быстрее. Это еще раз подтверждает вывод о влиянии мас-
штабного аффекта на несущую способность вмороженных моделей
свай. Разработка практически доступного способа учета дефектов
выполнялась нами на основе зависимости параметров в уравнении
длительной прочности от степени поврежденности.

Отмеченная выше связь параметра В со степенью поврежден-
ности до приложения нагрузки и в момент разрушения (уравнение
(5.9)) получена С. С. Вяловым [1978] путем сопоставления уравне-
ния длительной прочности, выведенного им из условий кинетической
природы развития дефектов структуры, с эмпирическим уравне-
нием. Используя такой же подход, мы получили выражение связи
степени поврежденности с параметром |3© в эмпирическом уравне-
нии длительной прочности мерзлых торфяпых грунтов (см. гл. 4,
уравнение (4.29)).

Как было показано в гл. 3, с целью прогноза длительного со-
противления сдвигу по поверхностям смерзания с грунтами неболь-
шой заторфованпости (7ОТ < 0,3) применимо уравнение длительной
прочности, полученное С. С. Вяловым для минеральных грунтов
тдл = р/1п(^р/В). Зависимость 1/т — т для таких грунтов, как
и для минеральных, линейна (рис. 5.4). Для случая справедливости
этого уравнения нами рассмотрена возможность рассчитать степень
1/(Ю5Ла

Рис. 5.4. Зависимость 1/т — 1§ I,
полученная при продавливании ме-
таллических моделей сваи, вморо-
женных в заторфованный песок
(/от = 0,05; © = —6,2°С).

1 — 3 — номера моделей; СП — условная
модель с бездефектной поверхностью смер-
зания. Модель 1: г! — 1,1 см, I = 8, п —
— 1, модель 2—соответственно 2, 2,15,
1,875; модель 3— 22, 150, 18, 75.

поврежденности моделей по величине параметра В. Для геометри-
чески подобных моделей (1, 2, 3...), вмороженных в одинаковый
грунт, В можно соответственно выразить в виде

вг = 1(1 - <ог)/(1 - (оО1)],/х;

В2 = [(1 - «г)/(1 - «02)11/х; (5.12)

В3 = [(1 - «г)/(1 - соо/) 11/х-

Взяв соотношение В^В^, получим

(Ву/В^ = (1 - «й,)/(1 - ««г). (5.13)

Учитывая, что для подобных моделей зависимость отношения пло-
щади дефектов к общей площади выражается уравнением (5.9), мо-
жем записать связь между «о в геометрически подобных моделях
«ог = «01[(2п — !)/«“]“. (5.14)

Подставляя (5.14) в (5.13) и решая уравнение относительно «й1, по-
лучим зависимость степени поврежденности от параметров В^, Вп-

Таким образом, определив экспериментально параметр В для двух
геометрически подобных моделей, можно рассчитать повреждеп-
ность одной из них, а затем по (5.14) вычислить повреждеипость лю-
бой подобной модели.

Показатель степени к для данного вида грунта и температуры
постоянен. Его можно определить, используя уравнения (5.15),
приравняв друг к другу «й1. вычисленные по значению параметров
В для трех подобных моделей, соответственно по значениям Вт — В2
п. В] — В3. По величине «Й1 легко определить сплошную, не повреж-
денную дефектами, площадь Есп этой модели:

Есп = ^1(1 — «01)- (5.16)

Напряжение тсп, приходящееся па эту площадь, будет равно

Теп = 11/(1 — «01), (5.17)

где т1 — напряжение на геометрическую площадь боковой поверх-
ности модели 1.
Критическое значение теп (т. е. то значение напряжения, при
котором происходит сдвиг), приходящееся на единицу площади
смерзания без дефектов, будет одинаковым для всех моделей свай,
независимо от их размеров. Таким образом, зависимость 1/тг =
= /(1п I) (I — время от начала загрузки модели до срыва, а т, —
напряжение, приходящееся на единицу геометрической площади)
выражается для каждой модели свай прямой 1/тсп = /(1п I), общей
для всех подобных моделей при прочих равных условиях.

Как показали исследования [Коновалов, Роман, 19756], пря-
мые 1/т = /(1п I) для подобных моделей имеют общий полюс, абс-
цисса которого зависит от вида грунта и температуры (см. рис. 5.5).
Зависимость 1/тсп = /(1п I) также должна выходить из этого полю-
са, так как в противном случае не будет обеспечена ее единствен-
ность для подобных моделей. Параметр Вса для данной прямой мо-
жет быть найден из соотношения В;//?сп:

(В^ВсП)к = (1 — Юосп)/(1 — «о,)- (5.18)

Величина <»осП = 0, так как прямая 1 'т,.п = /(1п I) относится к по-
верхности без дефектов, поэтому

(В./В^ь = П(1 - н>0/), (5.19)

откуда

1п Всп = 1п В,- 1п(1 — о0;)/к. (5.20)

Таким образом, испытав две подобные модели, можем опреде-
лить положение полюса и 1п Всп, построить зависимость 1/тгп =
= /(1п I), по которой, пользуясь приведенным выше уравнением
длительной прочности С. С. Вялова, рассчитаем тсп дл. Длительная
прочность сдвига моделей, подобных испытанным, вычислптся по
формуле

тДл.;= тсп.дл(1 — «о,), (5-21)

где — степень поврежденности г-й модели.

При расчете поврежденности можно исключить необходимость
нахождения параметра к, если использовать длительное сопротив-
ление сдвигу двух подобных моделей ту и т2. Величина тсп опреде-
лится:

Тсп = т±/(1 — ©ог) = т2/(1 — соО2). (5.22)

Выражая сод» через (оО1 согласно уравнению (5.14) и решая по-
лученное соотношение относительно соО1, получим

Таким образом, определив длительное сопротивление сдвигу
для двух подобных моделей, можем рассчитать степень поврежден-
ности одной из них, затем по (5.14) вычислить повреждеппость мо-
делей при любом модуле геометрического подобия, в том числе и
свай натурных размеров.
Рис 5.5. Зависимость т — 1^1 для подоб-
ных моделей свай (1, 2, 3) и условной модели
с бездефектной сплошной поверхностью смер-
зания (СП) (0 = —4,5°С). Модель 1 — Л =
= 2,7 см, I = 3,6 см, п = 1; модель 2 — со-
ответственно 6, 8, 2,22; модель 3 — 9, 12,
3,33.

Рис. 5.6. Зависимость т — I для моде-
лей различных размеров прп соблюдении
афинного подобия.

а — длина модели постоянна; б—диаметр модели
постоянный (грунт — торф; 0 = —6,2°С). й и I (см)
соответственно — модель 1 — 1,1 и 8, модель 2 —

6 и 8, модель з — 2,2 и 15, модель 4 — 2,2 и 3.

Полученное решение подтверждается экспериментальными дан-
ными (см. рис. 5.4). Так, за период времени 1§(^, с) = 4 сопротивле-
ние сдвигу для первой модели = 7,7- 10Б Па, для второй т2 =
= 6,6-105 Па, тогда начальная поврежденность первой модели, вы-
численная по (5.23), составит

_____ 7,7—6,6__________________________ = о 37
“01__[(2-1,875 — 1)/1,8750’25]0,25 X 7,7 — 6,6

Сопротивление сдвигу для этого же момента времени (1^(С с) = 4)
по условной «сплошной» поверхности, не имеющей поврежденности,
независимо от размеров моделей (тсП) определится по (5.22):

тсп= Т1/(1 — соО1) = 7,7/(1 — 0,37) = 12,22-105 Па.

Начальную поврежденность третьей модели можно рассчитать по
формуле (5.14):

Юо1 = 0,37[(2-18,75 - 1)/18,75°>]°-25 = 0,75.
Зпая тсп и сооз, можем определить т3 за то же время (1^(г, с)= 4):
т3 = т,п(1 — о>03) = 12,22(1 — 0,75) = 3,03-105 Па.

Полученное значение т3 весьма близко совпадает с опытным.
Так, согласно рис. 5.5, для третьей модели при 1§(2, с) = 4 т3, опре-
деленное экспериментально, равно 3,15* 105 Па.

Обработка опытных данных для моделей, вмороженных в торф
и заторфованные грунты (прп /от > 0,3), в логарифмических коор-
динатах показала, что графики т — I, соответствующие по-
добным моделям, линейны и имеют общий полюс, т. е. отличаются
только параметром 0 (рис. 5.5, 5.6).

Расчет поврежденности по поверхностям смерзания в этом слу-
чае может быть выполнен на основе полученной нами ранее зависи-
мости р от поврежденности (см. уравнение (4.29)). Так как для всех
1 — шо

подобных моделей в выражении V = — 1п 7—— при прочих рав-
Л г Ыр

ных условиях (одинаковом виде грунта и его физических свойствах,
температуре) параметр % и поврежденность в момент разрушения
Юр должны быть одинаковыми, следовательно, отличие в значении V
для подобных моделей обусловлено только единственным парамет-
ром — начальной поврежденностью <оо-

Используя уравнение (4.29), можем определить для каждой
из подобных моделей (1, 2, 3) по опытным значениям т и |Зе:

= Ра1п(-^о0.

(5-24)

При этом аналогично тому, как это было принято для параметра В,
можно записать:

1п

1-(0р’

т1п

1-(Ор’

(5.25)

= V 1п

^-Мрз
1-СОр'

Если возьмем отношение параметров для двух подобных моде-
лей, то получим

21 = т1п[(1-(оО1)/(1-(ор)]

г2 (1/х)1п[(1- (оО2)/(1 -(ор)]’ к '

или, сокращая, будем иметь

уг/т2 = (1 — <Оо1)/(1 — (Оог)- (5.27)

Подставив вместо параметров и \;2 их значение, рассчитанное со-
гласно (5.24) для различных моделей, получим

Р1°1 1П(°о/°1)
₽2О21П(%/О2)

— (1 юо1)/(1 ®ог)

(5.28)
или

Р/₽2 = (1 — «01)/(1 — «о,).

Таким образом, параметры |3 для подобных моделей относятся как
степени их поврежденности. С учетом выражения (5.14), устанавли-
вающего связь между начальными поврежденностямп двух подоб-
ных моделей и множителем подобия, найдем уравнение для расчета
начальной поврежденности первой модели

откуда

(5.29)

Дальнейший ход рассуждений остается аналогичным тому, как это
было принято при использовании параметров В для нахождения
поврежденности: зная поврежденность первой модели по (5.14),
легко найти поврежденность любой модели, определить тсп и по
(5.21) рассчитать длительное сопротивление сдвигу любой модели.

Сопоставление опытных и вычисленных значений т показало

их хорошую сходимость. Так, по данным, представленным на

рис. 5.6, Р1=10; р2 — 4,8; ю01

= 0,27.

+ 1

10 12-2,22 - 1

4.8 [ 2,22°’10 * * * * * * * * * * * * * * 25

Для момента времени 1§(С с) = 4 тх = 6,7-105 Па:

= 6,7/(1 — 0,27) = 9,2-105 Па. Поврежденность по

тогда Тсп =
поверхности

смерзания третьей модели вычислится по (5.14): <в0з = 0,27 [(2 X

х3,33 — 1)/3,330’25]0'25 = 0,4; тогда на тот же период времени

1ст с) = 4, т3 = тсп (1 — юоз) = 9,2(1 — 0,4) = 5,5-105 Па. Опыт-
ное значение т8 равно 5,01 -105 Па.

Таким образом, независимо от способа обработки опытных дан-

ных и вида уравнения длительной прочности, испытание двух по-

добных моделей позволяет определить тсп и поврежденность при лю-

бом множителе подобия и затем рассчитать сопротивление сдвигу

для моделей любых размеров. Хорошее совпадение опытных данных

свидетельствует о справедливости предложенного нами условия по-

добия, исходящего из толкований масштабного эффекта в статисти-
ческой теории прочности хрупких материалов и справедливости вы-

веденного нами уравнения (5.23), устанавливающего связь между
напряжением и повреждеиностью по поверхностям смерзания. С та-

ких позиций вопросы подобия работы свай в мерзлых грунтах рас-
сматриваются впервые. Полученные решения имеют важное прак-
тическое значение, так как позволяют по данным испытаний моде-
лей определить несущую способность свай натурных размеров.
5.3. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ОПРЕДЕЛЕНИЮ

НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ СВАП

В ВЕЧНОМЕРЗЛЫХ ГРУНТАХ ИСПЫТАНИЕМ МОДЕЛЕЙ

Как известно, натурные испытания свай трудоемки
и требуют устройства сложных загрузочных приспособлений. В свя-
зи с этим приобретают практический интерес испытания инвентар-
ных моделей.

Рекомендации но выполнению такого испытания и по расчету фак-
тической несущей способности свай могут бытг, разработаны на осно-
ве полученных нами результатов исследований условий подобия
работы моделей, вмороженных в мерзлый грунт. Методика испыта-
ний сводится к следующему.

1. Необходимо одновременно выполнить параллельные испыта-
ния в натурных условиях инвентарной модели, сечение которой мень-
ше, а длина равна максимальной предполагаемой длине сваи натур-
ных размеров, и в лабораторных условиях нескольких подобных
моделей для характерных слоев грунта и его температуры. Форма
сечения и материал моделей должны соответствовать натурным сва-
ям. Как оптимальный вариант, можно рекомендовать для натурных
испытаний железобетонные квадратные сваи сечением 15X15, дли-
ной 10 м.

2. Методика испытаний натурных моделей и схема их загру-
зочного устройства должны быть такими же, как и для обычных
свай (в соответствии с «Руководством по полевым испытаниям свай
в вечномерзлых грунтах» [1979]). При этом появляется возможность
широко использовать загрузочную платформу и отказаться от более
трудоемкой установки анкерных свай, так как нагрузка на модель
в значительной мере меньше, чем при испытании свай натурных
размеров.

3. Технология установки натурных моделей должна соответст-
вовать предусмотренной проектом для рабочих свай. Диаметр сква-
жины при буроопускном способе погружения или диаметр оттаян-
ного цилиндра грунта следует задавать с учетом модуля геометри-
ческого подобия. Необходимо выполнить обсадку моделей па глу-
бину слоя сезонного оттаивания, а также предусмотреть установку
термометрических скважин.

4. Загрузка моделей, проведение испытаний н определение не-
сущей способности производятся таким же образом, как и для свай
натурных размеров.

5. Выделяется несущая способность моделей, приходящаяся
на торец (Фт) и боковую поверхность (Фп)

ф = фт + фп; ф/фт = 1 -]- фп/фт = 1 + ЦсыРа/ЦРт-, (5.30)

(5.31)
где Ф — общая несущая способность модели; с — /гт; с1 = ;

**см

Рп — площадь боковой поверхности; Рт — площадь торца; Н —
расчетное давление на мерзлый грунт под нижним торцом сваи
(СНиП 11-18-76); Всм — расчетные сопротивления мерзлого грун-
та сдвигу по поверхностям смерзания (по СНиП П-18-76). При опре-
делении с1 температура задается равной таковой под торцом модели.
Выделяются слои грунта, характерные по физическим свойствам
и температуре, для которых распределяется доля песущей способ-
ности Фпг пропорционально расчетному значению, полученному по
СНиП П-18-76.

6. По значениям Фт и Фп/ рассчитываются опытные величины
сопротивления грунтов сдвигу по боковой поверхности для харак-
терных слоев грунта и его температуры тг, а также давления под
торцом сг:

П = Фщ^пй (5.32)

о = Ф.г/Рт»

7. В лабораторных условиях выполняются испытания моде-
лей, геометрически подобных участкам натурной модели, располо-
женным в пределах каждого слоя (с1к/<1Л = 1^11^ = п). Материал
моделей для лабораторных испытаний, свойства грунта и его тем-
пература должны соответствовать таковым при полевых испы-
таниях.

8. По данным испытаний рассчитывается начальная повреж-
денность по поверхности смерзания для каждого характерного слоя
грунта и поврежденность площади опирапия торца:

<• = « - т”)/(Лп< - т?); (5.33)

<»т = (<тл — он)ДЛтал — он), (5.34)

где А„ и Ат — параметры, вычисляемые для боковой поверхности
и торца по формуле

А = [(2п — 1)/па1а, (5.35)

где п — множитель подобия п = Ъи'/Ь1'’, Ъ — ширина сечения мо-
делей свай; а — показатель степени, принимаемый в зависимости
от характера подобия (см. табл. 5.2).

9. Определяются условные значения сопротивления грунтов
сдвигу по боковой поверхности и сопротивления давлению под тор-
цом для случая, когда поврежденность полностью отсутствует и раз-
меры свай не оказывают влияния на эти характеристики:

Ту = тл/(1 — (о’п), (5.36)

пу = пл/(1 — “-<)• (5.37)

10. Рассчитывается поврежденность боковой поверхности и тор-
ца сван натурных размеров, для которой необходимо определить не-
154
сущую способность:

СОпг — ^пг’^тг (о.38)

со<р = С1УТ“./1Ту (5.39)

где Ап1 и Лт — параметры, рассчитываемые по формуле (5.35),
при этом множитель подобия п равняется п = Ъ^Ъ.

11. По условной несущей способности по боковой поверхности
и торцу степени поврежденности для сваи натурных размеров опре-
деляется сопротивление сдвигу для условий каждого слоя грунта
и сопротивление нормальному давлению иод торцом:

тг = ту(1 — соп,), (5.40)

от = сгу(1 — сот). (5.41)

12. Несущая способность сваи натурных размеров определится:

Ф = ^Г1рП1 + отЕт. (5.42)

13. Если модели свай испытаны в однородных грунтах, то мож-
но дифференцировать т в зависимости от температуры. Рассчитан-
ная по (5.40) величина тг- является осреднепной в выделенном слое
заделки сваи и соответствует среднему значению сопротивления
сдвигу при средней температуре этого слоя на период испытания.
Температура, при которой получено значение ст, соответствует та-
ковой па глубине заделки торца модели в период испытаний.

14. Значения тип при других температурах п влажности, близ-
кой к полной влагоемкостп, могут быть вычислены по формулам:

а) для минеральных грунтов на основе установленной С. С. Вя-
ловым линейности зависимости т —

тес = т0 - т0(/|ё] - /|©4 ), (5.43)

сте2 = пе - п0(/|ё| - 1Л|ё7|); (5.44)

б) для торфяных грунтов на основе установленной нами линей-
ной зависпмостп т — О (см. гл. 3):

те; = т0 — то(><|0| — р/’1©»|), (5.45)

стет = п0 —о е (р | $ I — Р4! ©с |), (5.46)

где т0 и ст0 (МПа) параметры, зависящие от вида грунта. Вычислен-
ные по экспериментальным данным СНиП П-18-76 зависимости т0
и о0 от заторфованности приведены на рис. 5.7.

Предлагаемая методика определения несущей способности свай
по данным испытаний геометрически подобных моделей проверена
в лабораторных условиях. Опыты выполнены нами совместно
с М. Э. Слепаком, который использовал опытные данные для про-
верки методики расчета осадки сваи. Испытывались железобетонные
модели (табл. 5.3). Модели диаметром й погружались на рабочую
длину I в грунт, помещенный в металлические цилиндрические ем-
кости. Радиус емкости и расстояние от ее дна до торца моделей рав-
нялись 5(7. Грунт отобран в пойме р. Лены и представляет собой су-
песь с включением растительных остатков. Замораживание и испы-
тание осуществлялись в подземной лаборатории при температуре
—4,4 4---4.7°С. Нагрузка прикладывалась ступенями с помощью

домкрата. Осадка моделей замерялась индикаторами часового типа
с ценой деления 0,01 мм. Каждая ступень нагрузки выдерживалась
до условной стабилизации осадки, за которую принималась ско-
рость осадки, равная 0.02 мм/сут. Графики зависимости осадки от
времени при каждой ступени нагрузки даны на рис. 5.8. Предель-
ная несущая способность моделей определялась по опытным данным
согласно «Руководству по полевым испытаниям свай в вечномерзлых

Таблица 5.3

Размеры моделей сваи

Тип моде- ли Диаметр <2, см Рабочая длина см Множи- тель пол- ного по- добия 71 Множитель афинного подобия
п1 п1
1 2 12 1 1
3 6 36 3 1 —
4 2 20 — — 1,67
6 6 60 — 1,67 —
Рис. 5.8. Зависимость осадки моделей свай от величины и времени воздействия
нагрузки (7, 3, 4, 6 — номера моделей согласно табл. 5.3).

грунтах» [1979] и сравнивалась с вычисленной по приведенной
выше методике.

Тип модели Фои, 10Н Фрасч, ЮН Ошибка, %
3 3406 3395 —0,3

6 3575 3615 +1,0

Расчетные данные весьма близки к опытпым. Это еще раз подтверж-
дает принятое положение о том, что основной причиной зависимости
удельной несущей способности вмороженных свай от их размеров
является масштабный эффект.

Результаты испытаний двух подобных моделей позволяют опре-
делить несущую способность свай натурных размеров, для которых
соблюдается условие полного геометрического подобия. Рассмотрим
пример такого расчета для двух свай: свая 1 — имеет рабочую дли-
ну I = 300 см; диаметр Л = 30 см; свая 2 — I = 400 см; А = 40 см.
Для указанных свай выполняются условия полного геометрического
подобия с моделями 4 и 6 (см. табл. 5.3), по отношению к модели
4 они имеют множители подобия соответственно равные 15 и 20 (табл.
5.4). Выделяем несущую способность моделей, приходящуюся на
торец(Фт)и боковую поверхность Фп, Фт = ф/ ^1 + Фп= Ф—Фт,

Т а б л и ц а 5.4

Результаты расчета несущей способности свай по данным
испытания моделей

Тип модели и свай <5, см 1, см п Фоп, ЮН Фрасч* 10Н
Модель 4 2 20 1 556
Модель 6 6 60 3 3575 —
Свая 1 30 300 15 — 42 877
Свая 2 40 400 20 — 68 719
где Ф — опытное значение несущей способности моделей;
_ // . 7 о / р „ „ 2-20 2-60 ,

с — гп/гт----—, ак— Н псм; с4 = с6.— —- — — —. 40; с/4 —

= йв = 6 (согласно приложению 6 к СНиП 11-18-76 для заторфо-
ванного песчаного грунта при температуре —4,5°С);

фТ4 = 5-да =72’5(10н); =556 -72’5 =484 (10Н);

Фт6 = { = 466 (ЮН); Фпв = 3575 - 466 = 3109 (ЮН);

т4 = Фщ/Рп. = 484/125 = 3,95 (Ю5 Па);

т6 = Фп6/Рав = 3109/1130 = 2,8 (Ю5 Па);

Ту = 3,95/(1 - 0,4) = 6.6 (105 Па).

Поврежденпость по боковой поверхности свай
определится как

натурных размеров

о>02

'2-20 — 1 10.25
2О0’25 I

= 0,4

= 0,82.

Сопротивление сдвигу по поверхностям смерзания свай натурных
размеров будет равно:

тг = 6.6-(1 - 0,8) = 1,32 (Ю5 Па),

т2 = 6,6(1 — 0,82) = 1,19 (Ю5 Па).

Несущая способность, обусловленная сопротивлением сдвигу по бо-
ковой поверхности,

ФП1 = 1,32-2-3,14-15-300 = 37 303 (ЮН);

Фп2 = 1,19-2-3,14-20-400 = 59 786 (ЮН).

Так как в нашем примере с/йн одинаково для моделей и свай натур-
ных размеров и равно 6,67, то воспользовавшись соотношением
ф — фт фп, можем определить Ф без расчета поврежденности
по торцу свай

отсюда Ф =

Ф1 = Т^67 = 42877(10Н);

°2= Г-91^б7 = 68 719 (ЮН).
5.4. УСЛОВИЯ ПОДОБИЯ ПРИ ОПРЕДЕЛЕНИИ

ЭКВИВАЛЕНТНОГО СЦЕПЛЕНИЯ МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ
ГРУНТОВ СФЕРИЧЕСКИМИ ШТАМПАМИ

Исследование влияния размеров сферического штам-
па па величину эквивалентного сцепления для минеральных грунтов
выполнялось С. С. Вяловым [1959]. Сопоставительными испытания-
ми супеси при температуре —1,4°С штампами диаметром 14,3; 15;
60,5 мм показана инвариантность величины длительного сцепления
по отношению к диаметру штампа, но при этом отмечается, что для
оценки прочности мерзлых грунтов, содержащих ледяные включе-
ния, следует применять штампы достаточно большого размера.

Для мерзлых торфяных грунтов, как обладающих значитель-
ной льдистостью, выявление влияния масштабного фактора имеет
большое практическое значение, так как позволит не только назна-
чить оптимальные размеры штампов, но и определитьвозможностьис-
пол ьзования ГОСТа 21048-75 па методику определения эквивалент-
ного сцепления, который на торфяные грунты не распростра-
няется.

С этой целью нами выполнено испытание мерзлого верхового
комплексного торфа при температуре —4.2°С сферическими штампа-
ми различных диаметров (с1 =18; 22; 36; 220 мм). Нагрузка

на штамп задавалась кратной квадрату множителя подобия (п —
= с/,-/б71). Характеристики основных физических свойств образцов
составляли р = 1,05 г/см3; и> = 3,6; р8 =
= 1,51 г/см3; Л = 15%. Графики с0 — I

Сз.МПс

2.6

2.2

2.0

1.8

1.6

1.4

1.2

1.0

выявляют тенденцию к незначительному
уменьшению сцепления с ростом диаметра,
причем с увеличением продолжительности
опытов влияние диаметра на величину сэ
уменьшается, по все же остается даже при
длительных испытаниях (рис. 5.9). Здесь, как
и при исследовании сопротивления сдвигу
по боковой поверхности, сказывается влия-
ние масштабного эффекта. Но если прп рас-
смотрении условий подобия работы вморо-
женных моделей свай оказалось достаточ-
ным учесть развитие поврежденпости не-
посредственно по поверхностям смерзания,

-------- 1

5 9. Результаты определения эквивалентного сцепленпя мерзлого торфа
пинмпами различного диаметра и под различной нагрузкой прп температуре
—4,2'С.

I — </ 18 мм. Р = 27 Н; 2 — О = 22 мм, р = 40 Н; 3 — О. = 36 мм, р = 108 Н; 4 — й =

= 220 ММ, р = 6000 Н
то при выявлении влияния размеров сферического штампа на ве-
личину эквивалентного сцепления необходимо учитывать образо-
вание дефектов под штампом в объеме грунта, в котором напряже-
ние превысит некоторое критическое значение, вызывающее накоп-
ление поврежденностей.

Строгое решение такой задачи чрезвычайно сложно, так как
напряжение в грунте под штампом меняется как в пределах площади
контакта штампа с грунтом, так и по глубине грунта. Согласно
решению теории упругости [Безухов, 1961], эпюра распределения
давления по площади контакта представляет полушар с максималь-
ным давлением в центре и минимальным (нулевым) на контуре ка-
сания. Кроме того, напряжение не остается постоянным во вре-
мени, так как постепенное погружение штампа обусловливает уве-
личение площади его контакта с грунтом, приводящее к уменьше-
нию напряжения.

В процессе уплотнения грунта происходит «залечивание» по-
врежденпостей. которое весьма трудно оценить количественно. Наи-
более интенсивно процесс образования и залечивания повреждеп-
ностеп протекает в зоне контакта грунта со штампом. Так как для
сопоставления влияния размеров штампов на величину эквивалент-
ного сцепления достаточно оценить относительное влияние повреж-
денностп, вызванное масштабным эффектом, то представляется воз-
можным для этой цели проанализировать образование дефектов не
в объеме напряженной зоны грунта, а только в пределах площади
контакта со штампом, так как объем напряженной зоны пропорцио-
нален площади контакта. Исходя из этих условий, нами и проводи-
лось сопоставление эквивалентного сцепления мерзлого торфа по
данным определения штампами различных диаметров.

Равенство еа для данного периода времени по результатам испы-
таний штампами, имеющими диаметры и й2, будет наблюдаться
в том случае, если напряжения, приходящиеся па скелет грунта
(о), одинаковы.

о = Р^лй^ — /Д) = р2/(лй252 — Р2)» (5-47)

гДе Ръ Р2 — соответственно нагрузка на штампы 1 и 2 диаметром
и й2: и $2 — осадка штампов; Р± и Р2 — площадь, занятая де-
фектами.

Запишем (5.47) в виде

Как можно видеть, выражение (1 — Р/лдз), входящее в знаменатель,
представляет степень поврежденности поверхности грунта в преде-
лах площади отпечатка штампа. Для двух штампов, диаметры ко-
торых отличаются в п раз (й21с1г = и), уравнение (5.48) с учетом
(5.9) можно записать в виде
_______Л________ =______________Р2_____________

яй,«, (1 — 2Г „ /2и—1.а / Т

1 И 17 1 [1 - (-^7-) /

При выводе соотношения (5.49) предполагается, что с увеличением
диаметра в п раз осадка также должна увеличиваться в п раз, т. е.
составлять для подобных штампов одинаковую долю от диаметра.
Это условие будет соблюдено, если нагрузка на геометрически по-
добные штампы, имеющие множитель подобия п, будет подобрана
согласно соотношению (5.49)

(5.50)

Площадь дефектов можно определить по результатам двух парал-
лельных испытаний штампами различных диаметров и сР соответст-
венно под нагрузкой р2 и р.2.

С учетом уравнения (5.50) соотношение между полученными
в этих опытах значениями сцепления (сэ1 и са2) можно записать:

Сэ2^Э1 = Р11р1Пйп5- К, (5.51)

где па — множитель геометрического подобия штампов (па =
п8 — отношение осадок штампов (пл = .^Дд); К — параметр, харак-
теризующий степень поврежденности грунта под штампом-'

К — Р-гРэ!^Р1СЭ2П^П8.

(5.52)

(5.53)

Результаты расчета К по опытным данным сведены в табл. 5.5. Сред-
нее значение площади дефектов Рг под отпечатком штампа с1 = 18 мм
по данным опытов 1—3 составляет 0,005 см2. Зная Р, можно вычис-

Таблица 5.5

Значения коэффициента К по данным восьмичасовых испытаний торфа штам-
пами различных диаметров при температуре —4.2°С

№ опыта Диаметр штампа, мм Нагрузка на штамп, 10 И Осадка штампа, мм сэ, 105 Па ”<г к рП’ см2
1 18 22 4 6 0,093 0,166 13,5 10,4 1,22 1,78 0,98 0.0051 0,013
2 18 36 4 16 0,093 0,509 13,5 5,21 2 5,47 0,95 0,0048 0,082
3 18 220 4 600 0,093 13,5 12,2 0,005
4 22 220 6 600 0,166 10,4 10 0,013

11 Л. т. Роман

161
лить площадь дефектов под отпечатками штампа любого размера
и учесть при вычислении эквивалентного сцепления:

Рп1пйп8п = Р^лй^ (5.54)

Рассчитанная по формуле (5.54) степепь поврежденности для наших
опытов имеет следующие значения:

с/, ММ Гп/л.(1п8п

18 0,095

22 0,112

36 0,143

220 0,162

В целом следует отметить незначительное влияние размеров
штампов на величину эквивалентного сцепления мерзлых торфяных
грунтов. Это обусловлено спецификой методики проведения опытов
и расчета сцепления по экспериментальным данным. Площадь от-
печатка штампа формируется в процессе опыта, а не задается зара-
нее, как площадь кубиков, поверхности моделей свай и т. д., и за-
висит не только от диаметра штампа, но и от осадки, которая, в свою
очередь, определяется нагрузкой. В процессе вдавливания шарика
происходит «залечивание дефектов», что приводит к незначительному
влиянию масштабного фактора на длительное значение сцепления.
Разброс опытных значений сэ при испытании штампами различных
диаметров с увеличением продолжительности испытания умень-
шается.

Из выполненного анализа можно сделать вывод о принципиаль-
ной возможности применения для испытания мерзлого торфа мето-
дики определения эквивалентного сцепления, утвержденной ГОСТом
21048-75, за исключением способа определения са по восьмичасовым
испытаниям.

ГЛАВА

ПРИМЕНЕНИЕ МЕТОДОВ АНАЛОГИИ

ДЛЯ ПРОГНОЗА ДЕФОРМАЦИЙ
МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

6.1. ОСНОВНЫЕ ПРЕДПОСЫЛКИ

Как было показано выше, уравнения ползучести
[Вялов, 1978] могут быть использованы для описания процесса де-
формирования мерзлых торфяных грунтов. Однако установление пе-
риода, в течение которого будут достоверны такие прогнозы, за-
труднено в связи с тем. что длительное деформирование грунтов, со-
держащих растительные остатки, протекает, как у льда, главным
образом в стадии незатухающей ползучести, переходящей в прогрес-
сирующее течение, а характер последнего трудно учесть параметра-
ми уравнений ползучести, вычисляемыми по данным начального пе-
риода загружения. Кроме того, деформирование происходит без на-
рушения сплошности, что затрудняет четкую фиксацию времени от
момента загрузки до разрушения. Эти особенности поведения мерз-
лых торфяных грунтов под нагрузкой обусловливают необходимость
дальнейшего совершенствования методов с помощью которых мож-
но по данным опыта на начальном этапе нагружения описать про-
цесс деформирования за период, сопоставимый со сроком эксплуа-
тации сооружений, т. е. превышающий время опыта на несколько
порядков величин. Нами рассматривается возможность использо-
вать для указанной цели методы аналогий.

Суть методов аналогий заключается в интенсификации процесса
протекания деформаций влияющими на него факторами (например,
температурными, влажностными условиями, режимами нагруже-
ния). Повышение температуры ускоряет реологические процессы:
одна и та же деформация образцов с одинаковыми физическими свой-
ствами при повышении температуры будет достигнута за менее ко-
роткий период времени. Такой же эффект получится, если при по-
стоянной температуре увеличивать напряжение при статическом,
динамическом, вибрационном режиме нагружения, или определен-
ным образом задавать физические свойства (меняя влажность, плот-
ность и т. д.). Другими словами, влияние на деформируемость пере-
численных факторов и времени идентично, взаимозаменяемо.

Физические основы этого явления наилучшим образом рас-
крывает уравнение длительной прочности, полученное с позиций
V — уо

кинетических представлении I = /0 ехр —, которое еще в

40-х годах предлагалось Л. П. Александровым [Александров, 1945;
Александров, Лазуркин, 1939], Г. И. Гуревичем [19471 и др. для
установления функциональной связи между временем, темпера-
турой и напряжением. Действительно, если достигается одинако-
вая степень поврежденности материала, если одинаковая величина
деформации, то числитель в подэкспоненциальном выражении дол-
жен быть одним и тем же. Легко видеть, что при различных темпе-
ратурах, входящих в знаменатель подэкспоненциального выраже-
ния, период времени, в течение которого будет достигнута одна и та
же деформация, меняется. Если же рассматривать процесс разру-
шения при постоянной температуре, но различном напряжении,
то из этого же уравнения следует, что достижение одинаковых де-
формаций также произойдет за различный период времени (1 и Г).
Главной задачей при использовании методов аналогий является
установление соотношения между I и Г : а0о= 1'11, которое назы-
вается коэффициентом редукции, т. е. коэффициентом, определяю-
щим сдвиг времени достижения одинаковой деформации при каж-
дом фиксированном значении ускоряющего фактора.

С целью установления аво Дж. Ферри [1953] взял за основу
соотношение интенсивности уплотнения как функцию времени и
температуры:

©о) = (Ро©о/р©к(Л ©), (6.1)
где #(/, в) — функция интенсивности уплотнения; р и р0 — плот-
ности, соответственно при температуре 0 и ©о; I — время; Г =
= 1/ав', ав — коэффициент температурно-временной редукции.

В результате анализа (6.1) получено выражение для нахожде-
ния ав, которое в литературе принято называть формулой Виль-
ямса—Ланделла—Ферри:

1и ав =

Г2г(0-0())’

(6.2)

где С] и С-2 — константы, постоянные для данного вещества, опре-
деляемые из опытов.

А. А. Ильюшин и Б. Е. Победря [1970] установили взаимоза-
меняемое влияние температуры и времени на соотношение между
напряжением и деформацией, рассмотрев зависимость коэффициента
вязкости 1] от температуры 0:

т| = А ~ с>,

(6.3)

где А, Ъ, с — константы, различные для различных веществ. При
этом анализировалась модель вязкоупругого тела в виде сово-
купности упругих и вязких элементов. Влияние температуры учи-
тывалось при описании поведения вязких элементов, свойства упру-
гих принимались практически постоянными. Характерно, что вы-
ражение для коэффициента редукции оказалось идентичным (6.2).
Такой же вид уравнения для расчета ав получен в работе
Ю. М. Молчанова и Г. А. Андриксона [1967], которые рассматрива-
ли ав как функцию коэффициентов теплового расширения и темпе-
ратуропроводности. Установление взаимозаменяемости влияния вре-
мени и факторов, ускоряющих деформацию (повышение температу-
ры, напряжения и т. д.), дает возможность рассматривать разви-
тие деформации в ускоренном темпе, использовать экспресс-методы
испытания п моделирования поведения тел под действием нагру-
зок. Методы аналогий нашли широкое применение при прогнозах
прочности, деформируемости полимеров [Ферри, 1953; Уржумцев,
Максимов, 1975; Уржумцев, 1982; и др.[. Разработаны приемы вы-
ражения коэффициента редукции на основании экспериментальных
данных. Предлагается использовать для этой цели опыты па пол-
зучесть [Ильюшин, Победря, 1970], а также опыты по определению
податливости [Уржумцев, Максимов, 1975), проводимые в изотерми-
ческих условиях при различных температурах. Под податливостью
У принято понимать отношение относительной осадки 6 к напряже-
нию о, т. е. при линейной связи между 6 и о податливость является
обратной величиной модуля деформации Е:

Л = 6/ст. (6.4)

Разработаны способы определения податливости по данным ис-
пытаний на одноосное растяжение, сжатие [Уржумцев, Максимов,
1975), а также по вдавливанию шарикового штампа [ТакаЬазЫ М,
а. о., 1964].
Как известно, указанные способы испытания широко исполь-
зуются в механике мерзлых грунтов, что значительно облегчает
применение методов аналогий для прогноза деформаций и прочности,
позволяя сократить объем испытаний.

Изменение податливости во времени обусловлено реологически-
ми процессами, проявление которых весьма существенно зависит
от температуры. С ее понижением уменьшается интенсивность пол-
зучести мерзлых грунтов при прочих равных условиях. Можно вы-
делить два основных фактора, влияющих на уменьшение ползучести
при понижении температуры: 1) уменьшение количества незамерз-
шей воды; 2) уменьшение подвижности кристаллической решетки
льда и молекул частиц грунта. При этом влияние температуры на
величину деформации взаимосвязано и взаимоэквивалентно с влия-
нием времени. Одна и та же по величине деформация в низкотемпе-
ратурном грунте наступит через более длительный период, чем в вы-
сокотемпературном.

Приведенные выше исследования мгновенного модуля упру-
гости мерзлых торфяных грунтов (см. гл. 3) показывают, что при
температуре ниже интенсивных фазовых переходов он несуществен-
но зависит от температуры, а для льда является практически по-
стоянным, начиная от 0° и ниже. Это свидетельствует о том, что
модель упруговязкого тела, на основе которой получены соотноше-
ния для определения коэффициента редукции ав. соответствует по-
ведению мерзлых торфяных грунтов под нагрузкой. Как было ука-
зано выше, в этой модели принято сильное влияние температуры
на поведение вязких элементов и значительно более слабое — па по-
ведение упругих. Таким образом, предпосылки температурно-вре-
менной аналогии в целом должны быть справедливы и для мерзлых
торфяных грунтов, но при их применении должно быть оценено влия-
ние фазовых переходов влаги, оказывающих существенное воздейст-
вие на характер термореологпческого поведения.

В теоретических предпосылках, обосновывающих использование
метода температурно-временной аналогии для полимеров [Уржум-
цев, Максимов, 1975], рассматриваются следующие два вида такого
поведения.

1. Податливость при изменении температуры зависит только от
подвижности макромолекул. Кривые вязкоупругих податливостей,
полученные для различных значений температуры, являются по-
добными. Коэффициент редукции ае, позволяющий построить обоб-
щенную кривую при сопоставимых условиях опыта, есть функция
только одного аргумента — температуры. Геометрический смысл
этого положения сводится к тому, что при изменении температуры
кривые податливости .Г — 1п I «жестко» сдвигаются вдоль времен-
ной оси. Параллельность их смещения в направлении временной
оси (1п I) не нарушается. Это значительно облегчает определение
коэффициента редукции ав (временного сдвига), так как изменение
температуры не нарушает подобия кривых податливости. Тела, для
которых характерен такой вид деформирования, отнесены к классу
термореологически простых тел.
Рис. 6.1- Схема построения обобщенной крпвой для термореоло-
гпческпх простых (а) п сложных (б) тел.
2. В том случае, когда па процесс деформирования оказывают
влияние структурные преобразования или другие факторы, харак-
тер зависимости ./ — 1п I осложняется и эти кривые перестают быть
подобными. Коэффициент редукции становится зависимым как от
времени деформирования, так и от температуры. Соответственно кри-
вые .! — 1п I при разных 0 сдвигаются не только в горизонтальным,
но и в вертикальном направлении. Такие тела отнесены к термо-
реологически сложным.

Методическая последовательность при обработке опытных дан-
ных и построении обобщенной кривой для термореологически прос-
тых и сложных тел (рис. 6.1) сводится к следующему. Сначала рас-
считываются вязкоупругие податливости (У4 = бг 6, где — ус-
редненные деформации ползучести; о — напряжение); строятся гра-
фики .Ц — 1п I с указанием доверительных интервалов; выбирается
«базовая» температура 0(), значение которой практически может быть
любым соответствующим опытному, но при графическом методе он
ределения коэффициента редукции 0О выбирается ближе к нижнему
температурному интервалу. Начиная с «базовой» кривой податли-
вости, соответствующей выбранной «базовой» температуре 0О, по-
следовательно определяется временной сдвиг ДДп а& между каж-
дой парой соседних кривых. В том случае, когда испытываемый
материал относится к термореологически простым телам, ДДп а0 бе-
рется равным среднему значению Д41п ав в пределах опытного пе-
риода. Экспериментальные величины ДДп ав последовательно сум-
мируются. начиная с нулевого значения (т. е. при 0 = 0О), далее
строятся графики 1п ав — (0 — 0П) (рис. 6.2), которые выражаются
в аналитической форме 1п ав = /(0 — 0О). Затем эксперименталь-
ные точки на кривой зависимости .1 — 1п I, расположенные во вре-
менном интервале опытного периода, «жестко» сдвигаются вдоль
логарифмической временной осн на соответствующее значение 1п ае.
Новое (приведенное) время для этих кривых будет равно:

1п(/-«в) = 1п I + 1п ав. (6.5)

Сдвигая эти кривые на величину приведенного времени, получим
обобщенную кривую податливости при «базовой» температуре для

времени, превышающего экспериментальный период на несколько
порядков величин. Изложенная методика

построения обобщенной кривой применима
для термореологически простых тел, когда
изменение температуры обусловливает лишь
горизонтальный, временной сдвиг податли-
вости. Нахождение коэффициента редукции
для термореологическп сложных тел более
трудоемко, поэтому когда влияние вертикаль-
ного сдвига незначительно, им пренебрегают

Рис. 6.2. Зависимость коэффициента редукции от
е - е0.
я строят обобщенную кривую как для термореологически простых
материалов. Если же такое допущение приводит к существенным
погрешностям, то учет вертикального сдвига осуществляется
на основе функциональной зависимости коэффициента редукции от
температуры и времени, полученной Дж. Ферри [1953]:

1п пв1 = 1п ае(0, г0)И + /(Л1, (6.6)

где 10 — любое фиксированное «базовое» время в начальный период
отсчета; Т — приращение времени по отношению к «базовому» зна-
чению: Т = 1п I — 1п 10.

Первая составляющая уравнения (6.6) 1п ае(0, 10) находится
по графику зависимости 1п а& от 0; — 0О, полученной при фикси-
рованном «базовом» времени отсчета <0. Она является функцией толь-
ко одного аргумента — температуры.

Выражение для второго члена этого уравнения [1 —/(7)1
определяется частными производными д 1п ^дТ'

ОЦТ) _ 1 й1па0(0, О

дТ 1па0(е, ?0) дТ { >

Для нахождения частных производных необходимо построить графи-
ки 1п ае(0, Т) — Т (рис. 6.3, а, б), найти их уравнения. Функцию
д](Т)!дТ можно выразить в виде суммы экспоненциальных зависи-
мостей с некоторыми параметрами и постоянными для каждого
г-го приращения температуры:

= (6.8)

1=1

Используя фиксированные значения частных производных д 1н аеХ
Х(0, Т), по формуле (6.7) рассчитывают д](Т)1с)Т, а затем по (6.8)

Рис. 6.3. Вспомогательные графики для определения параметров в урав-
нении зависимости коэффициента редукции термореологически сложных
тел от времени н температуры.
определяются параметры сип для фиксированных значений
и строится график /(?') — Т (рпс. 6.3, в).

Полученные функции позволяют рассчитать коэффициент ре-
дукции 1п авл для каждого значения (в — 0О) и (1п I — 1п 10) и по-
строить обобщенную кривую, сдвигая экспериментальные точки
податливости вправо на соответствующую величину коэффициента
редукции, который в данном случае учитывает как вертикальный,
так и горизонтальный сдвиг кривых податливостей.

Способы обработки опытных данных, рассмотренные для слу-
чая температурно-временной аналогии, остаются справедливыми
и для напряженно-временной аналогии, т. е. когда все опыты вы-
полняются в изотермических условиях, и фактором, ускоряющим
процесс деформирования, является увеличение напряжения. Как
можно видеть, при термореологически сложном поведении испы-
тываемого материала построение обобщенной кривой весьма
трудоемко.

При разработке предпосылок применения методов аналогий
для прогноза деформируемости рассматриваемых нами мерзлых тор-
фяных грунтов необходимо установить характер термореологпче-
ского поведения последних под нагрузкой, т. е. установить: к термо-
реологически простым или сложным телам они относятся.

Весьма существенным является также следующее обстоятельст-
во. Наибольший практический интерес представляет прогноз дефор-
мируемости и прочности мерзлых торфяных грунтов в области тем-
ператур естественного залегания, т. е. в пределах от 0П 3. до —10 С.
При использовании метода температурно-временной аналогии обоб-
щенная кривая, которая позволяет выполнять прогноз деформаций
на длительный период, не может быть построена для температур,
близких к 0„.3., так как из графиков рис. 6.1 видно, что опытные
данные при высоких температурах являются лишь исходными. По-
этому для мерзлых грунтов в большей степени, чем для других мате-
риалов, возникает необходимость разработать решение обратной
задачи, по данным обобщенной кривой прогнозировать деформацию
грунтов на длительный период при любой температуре, в том числе
выше «базовой», и при любом напряжении, в том числе мепыпе, чем
«базовое».

6.2. НАПРЯЖЕННО-ВРЕМЕННАЯ АНАЛОГИЯ

Прп использовании метода напряженно-временной
аналогии строится семейство кривых податливостей по данным испы-
таний на ползучесть, выполненных в изотермических условиях ста-
тическими нагрузками. При этом необходимо иметь в виду следую-
щие особенности. Использование методов аналогий базируется на
теории нелинейной вязкоупругости, разработанной А. А. Ильюши-
ным и П. М. Огибаловым [1966], в которой рассматриваются матери-
алы, обладающие физической нелинейностью, но проявляющие при
нагружении только вязкоупругие, обратимые деформации [Уржум-
цев, Максимов, 1975].
В мерзлых же, особенно торфяных, грунтах большая часть де-
формации не восстанавливается после разгрузки. Характер после-
разгрузочного деформирования грунтов детально рассмотрен в ра-
боте С. С. Вялова [1978]. Им показано, что условно-мгновенная
деформация восстанавливается частично или полностью сразу же
после снятия нагрузки. Это относится к упругой части деформации.
Деформация стадии затухающей ползучести тоже восстанавливается,
но во времени и лишь частично, т. е. она состоит из упругой и пла-
стической деформации. Деформации установившегося и прогрессирую-
щего течения полностью необратимы. Суммарная деформация ползу-
чести в любой момент времени складывается из восстанавливающей-
ся и остаточной; остаточная, как правило, больше. Применительно
к работе мерзлых грунтов общую деформацию ползучести рассматри-
вают в виде суммы мгновенной, затухающей и установившейся
пластично-вязких деформаций. Указанные отличия в деформирова-
нии мерзлых торфяных груптов по сравнению с идеальными вязко-
упругими телами безусловно должны сказаться на величине коэф-
фициента температурно-временной редукции, а также на особенно-
стях характера термореологического поведения, которые необходимо
учитывать при обработке опытных данных.

Рассмотрим пример прогноза длительной деформации мерзлого
торфа под статической нагрузкой, выполненного методом напряжен-
но-временной аналогии по данным испытаний на ползучесть (рис. 6.4).

Для уменьшения влияния неоднородности физических свойств
при расчете кривых податливости напряжение было отнесено к
твердым компонентам грунта введением параметра К, вычисленного
согласно методике, рассмотренной в гл. 4. Для образцов 1—5, рас-
смотренных в гл. 3, значение К было соответственно: 0,53, 0.52,
0,53, 0,55, 0,52.

В теоретических предпосылках применения методов аналогий
указано, что при определении податливости необходимо исключать
мгновенно-упругую деформацию. В наших расчетах это требование
не выполнялось, т. е. / принималось равным отношению общей
деформации к напряжению. На наш взгляд, такое допущение для
мерзлых торфяпых грунтов возможно в силу того, что мгновенно-
упругая деформация в них представляет незначительную долю от
общей деформации, об этом можно судить, проанализировав пред-
ставленные в гл. 3 результаты исследования модуля мгновенной
упругости. Мгновенно-упругая податливость, взятая как обратная
величина модуля мгновенной упругости мерзлого торфа, составляет
от 1-10~с до 2-10-0 МПа-1, тогда как податливость, вычисленная
по общей деформации, равна от 1 10-5 до 8-10-4 МПа-1, т. е. на
один-два порядка выше.

Пример статистической обработки податливости приведен в
табл. 6.1; определялись: средняя квадратическая ошибка отдельного

/п

__ 2 Д?/(га—1); средняя квадратическая ошибка

среднего арифметического—4 = Лошибка отдельного испы-
Рис. 6.4. Податливость верхового пушицево-сфагнового торфа по данным
испытаний на одноосное сжатие под различным напряжением (7 —
0,7 МПа, 2 — 0,6, 3 — 0,5, 4 — 0,36, 5 — 0,2) прп температуре —4,5°С
и построение обобщенной кривой.

танин р = (ЛЛ/сГ)-100%; где п — число повторных испытаний иден-
тичных образцов; .1^ — среднеарифметическое значение податливо-
сти; А, — приращение податливости, равное А,- = Т, — Тгр.

Перестройка кривых податливости в логарифмических коорди-
натах 1п//< — 1п7(рис. 6.5) показала, что они спрямляются, образуя
семейство параллельных прямых, каждая из которых отвечает свое-
му значению напряжения. Одинаковый наклон всех прямых свиде-
тельствует о подобии кривых податливости. Таким образом, основное
требование, обусловливающее принадлежность испытанных об-
разцов к классу термореологически простых тел, выполняется. По-
пробуем построить обобщенную кривую, учитывая лишь горизон-
тальную сдвижку между кривыми податливостей, полученными для
Пример статистической обработки значений податливости образцов 7 -К, ис-
пытанных на одноосное сжатие под нагрузкой 0,5 МПа

Время от на- чала загруз- ки с 6К для образ- ца №3,-10-4 МПа-1 /-К.10 4 МПа-1 1 •—1 О ] сЗ р 3 △1 Д2 Д3 Аг А Р. %
31 3_. З3 3, з2 Зз
900 1,7 1,76 1,33 2,72 2,64 1,93 2,43 0,29 0,21 -0,5 0,435 0,25 10,2
1 800 1,94 2,15 1,68 3,3 3,22 2,44 2,98 0,32 0,24 -0,46 0,431 0,24 8,3
3 600 2,29 2,57 1,94 3,66 3,86 2,82 3,44 0,22 0,42 -0,56 0,52 0,3 8,7
7 200 2,88 3,16 2,23 4,61 4,74 3,24 4,2 0,41 0,54 —0,96 0,83 0,477 11,3
28 800 3.5 4,21 3,34 5,61 6,32 4,85 5.59 0,03 0,73 —0,7 0,715 0,41 7,3
343 980 5,04 6,07 4,48 8,07 9,1 6,5 7,89 0,18 1,21 —1,39 1,3 0,74 9,3
432 000 5,32 6,67 5,31 8,51 10 7,7 8,73 0,22 1,27 —1,03 1,16 0,78 8,9

каждого напряжения в предположении, что коэффициент редукции
зависит только от горизонтального смещения.

Для определения а измеряем расстояние по горизонталям меж-
ду каждой парой соседних кривых У — 1и I при нескольких значени-
ях 1п I в пределах опытного периода. Предполагая, что это расстояние
постоянно, находим среднее из результатов замеров;

о—До 1н а °г—аг—1 До °

ог — о0 2,6 о3 — а2 1,6

ст2 — О1 2,0 о4 — а3 2,1

Для выравнивания и осреднения аа строим график зависимости
У Л 1п ас от приращения напряжения по сравнению с «базовым»
(рис. 6.6). Его уравнение имеет вид

2 А 1п ао = 16(сг — о,). (6.9)

Для нахождения точек обобщенной кривой каждая кривая по-
датливости сдвигается вправо на величину 2А1пяа (см. рис. 6.4).

Рис. 6.6. Зависимость X Д 1п ад — (о —

-о.).

Рис. 6.5. Зависимость 1и ЛС — 1и I.

Усл. обози. см. рис. 6.4.
Рис. 6.7. Вспомогательные графики для'рпределенпя параметров т (а) и А (б)
уравнений ползучестп.

Максимальный прогнозный период времени составил 1п(1, с) = 22,2,
что равно примерно 139,5 г. Продолжительность испытания на
ползучесть нагрузкой 0,2 МПа равнялась 908 ч. Опытные точки по-
лученной «базовой» кривой довольно близко совпали с прогнозиру-
емыми (см. рис. 6.4).

Выполнено также сопоставление результатов прогноза деформа-
ций методом напряженно-временной аналогии п с помощью уравне-
ний ползучестп. Как было показано в гл. 3, для описания процесса
деформирования мерзлых торфяных грунтов наиболее подходит сте-
пенная формула, которая с учетом подобия кривых ползучести и до-
пущения 60 = 0 запишется [Вялов, 1978] следующим образом:

6 = (а!А„у/т(1'Т*^. (6.10)

Преобразуем (6.10) к виду

1 п 6 = 1/т 1п(ст/Л н) + ₽ 1п (1/ Т*). (6.11)

Приняв у = 1п 6; х = 1п I; = 1п[(1 Т*)Р (о/Лц)1'™], будем иметь
линейное уравнение у — рХ + 1>с. Перестроим кривые ползуче-
сти в координатах х — у и получим семейство прямых (рис. 6.7),
параллельность которых свидетельствует о подобии кривых ползу-
чести. Тангенс угла наклона прямых определит значение пара-
метра р.

Для определения параметров т и Ан перестраиваем изохронные
кривые в координатах у = 1п о; х = 1п 6, получая семейство прямых
для различных моментов времени (рис. 0.7, б). Их параллельность
говорит о подобии изохронных кривых, а тангенс угла наклона
даст значение параметра т. Отрезок, отсекаемый прямой, соответ-
ствующей начальному' времени (I = /„), определит параметр =
= 1п4н, откуда находим 4Н = 1°н. Величины Ап и р позволят вы-
числить Т* из выражения

7Д = —1п[1/Лн(1/7’*)Рт).

Полученные таким образом величины параметров оказались рав-
ными: р = 0,32; т = 0,5; Ан = 0,55; Т* = 15,64.
Таблица 6.2

Сопоставление величин относительных деформаций,
прогнозируемых методом напряженно-временной ана-
логии и решением уравнения ползучести (торф, 0 =
= —4,5 С, ст = 0,2 МПа)

Период времени от начала загру- жения Относительная деформация мерзлого тор- фа (0=—4,5; 0=0,2 МПа), определенная
по опытам по формуле (6.10) по обобщен- ной нризол
908 ч 1,45 1,68 1.39
25 лет — 2,31 1,74
50 лет — 2,85 3.36
100 лет — 3,51 3.48
Т а б л и ц а 6.3

Значение длительных относительных осадок мерзлого
торфа (6-10~4), прогнозируемых методом напряженно-
временной аналогии.

Период времени, лет Напряжение
0,2 0,36 0,5 0,6 0,7
25 1,74 1,82 2,74 3,49 4,78
50 3,36 2,35 3,63 4,58 6,0.3
100 3,48 2,46 3,82 4,69 6,33
Как можно видеть, результаты прогноза деформаций обоими способами (табл. 6.2) весьма близки.

Линейность зависимости 1п ЛК — 1п I и параллельность этих
прямых позволяют экстраполировать их. на длительный период вре-
мени, определяя таким образом податливость, соответствующую всем
значениям напряжений, при которых выполнены испытания (см.
рис. 6.5). Мы получили методом напряженно-временной аналогии
значения длительных относительных осадок мерзлого торфа ст-10'4,
0 = —4,5"С (табл. 6.3).

6.3. ТЕМПЕРАТУРНО-ВРЕМЕННАЯ АНАЛОГИЯ

При применении метода температурно-временной
аналогии прежде всего необходимо установить характер термореоло
гического поведения мерзлых торфяных грунтов под нагрузкой,
т. е. выяснить, являются ли они термореологически сложными пли
простыми телами.

Вторым важным вопросом при определении податливости по
методу температурно-временной аналогии является задание напря-
жений. Так как фактором, влияющим на скорость деформации, дол-
жна быть только температура, то воздействие напряжения пеоб
ходимо снивелировать, т. е. задать нагрузку таким образом, чтобы
ее влияние на деформацию было приведено к одному уровню во всем
диапазоне опытных температур. Это обычно достигается заданием
1’ис. 6.8. Зависимость относительной осад-
ки 6 от отношения о Л, определяемая для
подбора напряжений прп испытании об-
разцов по методу температурно-временной
аналогии (осредпенная кривая и довери-
тельные пределы).

нагрузки, составляющей одинаковую
долю от мгновенной прочности для
каждой температуры испытаний. Тог-
да влияние нагрузки при всех тем-
пературах будет идентичным, сни-
велированным, и деформация опре-

делится лишь реологическими процессами, связанными с подвиж-
ностью макромолекул, увеличивающейся пли уменьшающейся прп
изменении температуры. Величина напряжения о,- подбирается пз
условия

= ^01Пв,0)Вв1,

(6-12)

где о0 — напряжение, передаваемое на образец прп «базовой» темпе-
ратуре; Нв 0. Пв I — предел кратковременной прочности соответ-
ственно при «базовом» и заданном г-м значении температуры.

Отношение оо//?0о определяется следующим образом. Прп «ба-
зовой» температуре О0 находится предел кратковременной прочно-
сти /?0 п. Одновременно при этой же температуре испытываются
идентичные образцы статической, но различной для каждого образ-
ца нагрузкой. Продолжительность испытаний принимается равной
4 ч. По полученным данным строится график зависимости максималь-
ной относительной осадки, наблюдаемой за 4 ч, от отношения
с1^е,о (рис. 6.8). На графике фиксируются кривые верхнего и ниж-
него предела доверительного интервала, а также осредненная кри-
вая, построенная по методу наименьших квадратов. Пз начала ко-
ординат проводится касательная к осредненной кривой осР//?е 0 =
/(6) до пересечения с верхним пределом доверительного интервала.
Ордината точек пересечения дает фиксированное значение отноше-
ния о*/Нв10. Напряжение сг0, подставляемое в (6.12), принимается
меньшим или равным о*. Для образцов торфа, испытанных прп
температуре —ЗО°С, отношение о*.7?0 оказалось равным 0.35. Опыт-
ные данные показали, что с точки зрения удобства задания нагрузок
на образцы и замера деформаций наиболее оптимально соотношение
с Я0,о = 0,131 что удовлетворяет условию о0 о*.

Далее при каждом фиксированном значении температуры опре-
деляется предел кратковременной прочности Нв, затем испытывают-
ся образцы под нагрузкой, которая создает напряжение о0, равное
0,15 от кратковременной прочности при этой же температуре (о0 =
— О,157?0). Такой подбор нагрузок позволяет уравнять влияние
напряжений на податливость при всех температурах.

Рассмотрим построение обобщенной кривой податлпвостп при
использовании метода температурно-временной аналогии двумя спо-
Рис. 6.9. Кривые податливости верхового пушицево-сфагнового торфа.
Обобщенная кривая построена для: 1 — термо реологически простого тела;
2 — термореологпческп сложного тела. О, °С = —1 (/), —2,5 (2), —4,5
(3), —6,5 (4), -8,5 (5), —13 (6).

собами: в первом случае относя испытанные образцы к термореологп-
чески простым телам; во втором — к термореологически слож-
ным. Физпческпе свойства образцов, условия проведения испыта-
ний приведены в гл. 3. Зависимость / — 1п I представлена на
рис. 6.9.

1. Построение обобщенной кривой в предположении, что испы-
танный грунт является термореологически простым телом. В этом
случае кривые податливости подобны и с изменением температуры
«жестко» перемещаются вдоль временной оси. Для определения ко-
эффициента редукции ав измеряется расстояние по горизонтали меж-
ду каждой парой соседних кривых 7 — 1п I при нескольких значени-
ях 1п^ в пределах опытного периода (см. рис. 6.9). Предполагая,
что это расстояние А 1п I постоянно, усредняем его. Временная сдвижка
А 1п I между точками соседних кривых с одним и тем же значением
податливости будет равна логарифму коэффициента температурно-
временной редукции, соответствующему этой же паре кривых А 1п ав,
так как ав = I' 11 и, следовательно, А 1п = 1и 1е1+1 — 1п 7©..
Получены следующие значения А1п«в:

е,—д1пое ег-е^_] дшс0

е3 - е2 2,2

®,- _

Строим график зависимости 2 А1пй0 от приращения температу-
®0

ры (0; — 0П) (рис. 6.10). При этом 0; — температура грунта в
каждом из опытов, 0О — температура грунта в «базовом» опыте,
для которого строится обобщенная кривая.

Уравнение кривой (см. рис. 6.10), полученное методом наимень-
ших квадратов, имеет вид

2 А 1п ав = 0,07 (0; — 60)* 2. (6.13)

®о

Для построения обобщенной кривой все экспериментальные
точки = /(1п I) жестко сдвигаются вправо на величину У А 1п ае,
®0

т. е. трансформированное время, на которое надо переместить экспе-
риментальные точки податливости, полученные для температуры
0,, должно быть равно

е,

®0
или с учетом (6.13)

1п (I, ав.) = 1п I + 0,07 (0, — 0О)2. (6.15)

Полученная таким образом обобщенная кривая в предположе-

нии, что мерзлый торф является термореологически простым телом,

показана на рис. 6.9 пунктирной линией 1.

2. Построение обобщенной кривой в предположении, что испы-

танные образцы являются термореоло-
гически сложным телом. В этом случае
коэффициент температурно-временной
редукции представляет собой функцию
температуры и времени процесса дефор-
мирования, и, как было показано выше,
определяется соотношением (6.6). Для

е>

построенная по данным рпс. 6.9 для:

7 — фиксированного момента времени 1п = 5;

2 — средних значений △ 1п «0 между каждой парой
кривых податливости.

177

12 л. Т. Роман
Рис. 6.11. Зависимости

1п а0(0, Т) (а), д 1и а0(0, Т)!
1дТ (б) и /(Т) (в) от Т.

нахождения первой составляющей этого уравнения строим зависи-
мость 1па0 от (0, — 0П), полученную при фиксированном «базовом»
времени отсчета 10. Например, принимаем за «базовое» время 1п 10 =
= 5. По графикам .7 — 1п I определяем значения Д1па0 (©, 10) между
каждой парой кривых податливости (см. рис. 6.9) и строим зависи-
мость У Д 1па0 (0, 70) от приращения температуры (0, — 0О) (кривая
1 па рис. 6.10).

Уравнение этой зависимости, найденное, как и в предыдущем
случае, способом наименьших квадратов, выражается в виде

1пйе(0, 10) = 0,096(0 - 0О)2.

Вспомогательные графики 1па0(0, Т)— Т, 31пае(0, Т)'дТ — Т,
{(Т) — Т для нахождения второго члена уравнения (6.6), построен-
ные для рассматриваемого примера, приведены на рис. 6.11. Методи-
ка их построения приведена в § 6.1.

Таким образом, найдены обе функции уравнения (6.6), что поз-
воляет рассчитать коэффициент редукции 1па04 для каждого значе-
ния (0 — 0О) и (1п1— 1п1п) и построить обобщенную кривую, сдвигая
экспериментальные точки податливостей вправо на соответствую-
щую величину коэффициента редукции, который в данном случае
учитывает как вертикальный, так и горизонтальный сдвиг кривых
податливостей. Полученные результаты представлены на рис. 6.9,
кривая 2. Как можно видеть, учет вертикального сдвигового фактора
приводит к изменению положения обобщенной кривой, и построен-
ная таким образом обобщенная кривая более точно соответствует
опытным данным: экспериментальные точки длительной податливо-
сти при «базовой» температуре совпадают с обобщенной кривой,
построенной как для термореологически сложного тела.
6.4. УЧЕТ ВЛИЯНИЯ ОСОБЕННОСТЕЙ ФИЗИЧЕСКИХ

СВОЙСТВ МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

ПРИ ПОСТРОЕНИИ ОБОБЩЕННОЙ КРИВОЙ

Основной причиной, обусловливающей сложный тер-
мореологический характер тел, являются прежде всего факторы,
нарушающие сплошность этого тела. В мерзлых грунтах к таким
факторам можно отнести наличие пустот и незамерзшей воды. В тор-
фяных грунтах, коэффициент пористости которых на порядок вы-
ше, а незамерзшей воды в которых значительно больше, чем в мине-
ральных, эти факторы более существенно влияют на сплошность
и однородность. При этом, поскольку влажность за счет незамерз-
шей воды меняется с изменением температуры, а исходные кривые
податливости построены при различной температуре, влияние влаж-
ности за счет незамерзшей воды будет сказываться для каждой из
кривых в различной степени соответственно изменению температуры.
Эти кривые не являются взаимоподобными и не могут быть приведе-
ны к одной обобщающей кривой простой горизонтальной сдвижкой.
Необходимо снивелировать влияние пористости и влажности за
счет незамерзшей воды на деформируемость при всех значениях
температуры.

Выполненные нами исследования показали, что учет влияния
газосодержания и незамерзшей воды на податливость может быть
выполнен в том случае, если напряжение о отнести не ко всей площа-
ди сечения образца, а к площади, занятой частицами грунта и цемен-
тирующим льдом. Определить эту площадь можно лишь приближен-
но, приняв ее пропорциональной относительному содержанию ча-
стиц грунта и льда, которое, как было показано выше (см. гл. 3),
можно выразить через их объем в единице объема грунта

рй[1/р8 + (И^с - ТУн)'рг].

Тогда значение податливости, отнесенное к площади частиц и льда,
будет равно

(6.16)

Для наших экспериментальных данных, представленных на
рис. 6.7, по формуле (6.16) вычислены следующие значения К:

0, "С к 0, °С К
—1 0,52 —6,5 0,83
—2,5 0,625 —8,5 0,85
-4,5 0,76 —13 0,88

Графики /К — 1п I и обобщенная кривая для той же температу-
ры (—13 С), построенная как для термореологическп простых тел
(рис. 6.12), показывают, что введение коэффициента К приближает
обобщенную кривую к опытным данным и облегчает методику ее
нахождения.

Таким образом, выполненный анализ позволил выявить прин-
ципиальную возможность применения метода температурно-времен-
12* 179
Рис. 6.12. Кривые податливости с уче-
том коэффициента К и обобщенная кри-
вая, построенная как для термореоло-
гически простых тел.

ной аналогии для прогноза дли-
тельной деформируемости мерз-
лых торфяных грунтов, причем эти
грунты можно отнести к классу
термореологически простых тел,
если учесть влияние на податли-
вость незамерзшей воды и пористо-
сти посредством введения коэф-
фициента К&.

6.5. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ИСПЫТАНИЙ
ШАРИКОВЫМ ШТАМПОМ

ДЛЯ ПРОГНОЗА ДЕФОРМАЦИИ

МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ МЕТОДОМ
ТЕМПЕРАТУРНО-ВРЕМЕННОЙ АНАЛОГИИ

Испытания на вдавливание сферического штампа для
построения кривых податливости и обработки их по методу темпера-
турно-временной аналогии применяются при исследовании полиме-
ров [ТакаЪазШ а. о., 1964]. Так как этот способ испытаний широко
используется в механике мерзлых грунтов, то представляет практи-
ческий интерес рассмотрение возможности его применения для прог-
ноза деформаций мерзлых грунтов по методу аналогий.

Ранее было показано, что при допущении о линейном характере
деформирования мерзлых торфяных грунтов их модуль деформации
может быть определен по данным испытаний шариковым штампом
на основе решения о вдавливании жесткого сферического штампа
в упругое полупространство. При этом радиус отпечатка штампа,
входящий в качестве исходного параметра в указанное решение,
должен быть вычислен как радиус усеченного сегмента, представляю-
щего собой часть сферического штампа, погруженного в грунт. Так
как податливость представляет собой обратную величину модуля
деформации, она может быть рассчитана на основе преобразования
формулы (3.23). В каждый фиксированный момент времени подат-
ливость (./г) будет равна

(0Л7)
3(1- г) Р

где 5 — осадка штампа в данный момент времени I, см; й — диаметр
штампа, см; ц — коэффициент Пуассона; Р — нагрузка на
штамп, кг.

Нами выполнена серия испытаний шариковым штампом (й =
= 22 мм) верхового пушицево-сфагнового торфа, имеющего те же
Рис. 6.13. Крпвые податливости и обобщенная кривая, построенные
по данным испытания шариковым штампом пушицево-сфагнового тор-
фа. Усл. обозн. см. рис. 6.4.

0Б = —2,5°С, 04= —4, 03 = — 6, 02 = —8,5; 0, = —9,5, 0„ = —13, 0_г =
= —25,5, 0 2 = —28°С.

физические свойства, что и торф, испытанный на одноосное сжатие
(см. рис. 6.9), в диапазоне температур от—2,5 до —28 С. Нагрузка
па штамп подбиралась таким образом, чтобы его осадка для одного
и того же момента времени при всех значениях температуры была
одной и той же. За 15 с ее величина задавалась равной 0,005 (1.
Это позволило нивелировать влияние нагрузки на деформацию грун-
та под штампом.

Сравнение результатов определения .! К испытанием на одно-
осное сжатие и шариковым штампом показывает, что для принятых
условий задания нагрузок, податливость, полученная с помощью
шарикового штампа, несколько больше, чем при одноосном сжатии.
Так для периода времени, равного 1пС с = 15, согласно обобщенной
кривой (60 = —13 С) .1К = 2,7-10“4 МПа-1 по результатам испыта-
ний шариковым штампом (см. рис. 6.13) п /К = 2,15-Ю-4 МПа 1
по данным одноосного сжатия (см. рис. 6.12). Несовпадение ./К
связано с неодинаковым влиянием напряжения, большим разбросом
опытных данных при определении мгновенной прочности и мгновен-
ного эквивалентного сцепления.

В целом такое отличие не выходит за пределы точности экспе-
риментального определения податливости, на основании чего можно
сделать вывод о принципиальной возможности использования шари-
кового штампа для прогноза деформаций мерзлых торфяных грунтов
методом температурно-временной аналогии.

Так как по данным одних и тех же испытаний определяются
как податливость, так и эквивалентное сцепление, то, очевидно, ме-
тод температурно-временной аналогии пригоден и для прогноза
прочностной характеристики — эквивалентного сцепления. Дейст-
вительно, весьма легко получить выражение связи податливости
и эквивалентного сцепленпя с:>. Из формулы расчета с:1 по данным
испытания шариковым штампом можно записать выражение для Р:

Р = сэ>4лв4/О,18 или Р = 17,44сэ.ей«(.

Подставляя (6.18) в (6.17), получим

4^/2 (а - Х()!/2

1 (1 — Р2) 17,44сэ (</х(

(б-18)

(6.19)

откуда

^эЛ

0,076 (й — хг)

Л (1 - ц2) а

(6.20)

Выражение (6.20) позволяет по значению .Ц определить эквивалент-
ное сцепление за любой заданный период времени I. Однако в этом
случае необходимо рассчитать и осадку шарикового штампа за
этот же период, что усложняет расчеты. Более просто для прогноза
длительного сцепления и прочности использовать рассмотренные
выше методы.

6.6. ГРАФИЧЕСКИЙ СПОСОБ ОБРАБОТКИ
ОПЫТНЫХ ДАННЫХ

Обработка опытных данных по методу как темпера-
турив-, так и напряженно-временной аналогии показала, что кривые
податливости могут быть сведены в единый полюс (рис. 6.14). Значе-
ниям координат этого полюса можно придать определенное толкова-
ние, основанное на положениях кинетической теории прочности
твердых тел. Согласно этой теории процессы разрушения и деформи-
рования рассматриваются как термофлуктуационные. Как было

Рис. 6.14. Экстраполяция графиков РК — 1п I в единый полюс при испыта-
ниях по методу аналогий.

а—температурно-временной; б — напряженно-временной. Уел. обозн. см. на рис. 6.4.
Рис. 6.15. Графический способ построения обобщенной кривой на примере
результатов пспытаппп, представленных на рис 6.4. (1—У — секущие лучи).

показано выше, термофл5 ктуационный подход применим и к описа-
нию процесса снижения прочности во времени мерзлых торфяных
грунтов, прп этом зависимости снижения прочности во времени
в логарифмических координатах имеют общий полюс, абсцисса кото-
рого равна 1п^0(^0 — период свободного колебания атомов), а ордина-
та определяется напряжением, зависящим от вида грунта (см. гл. 4).

В пучке кривых податливостей абсцисса полюса также оказалась
равной 1п^0, а ордината — значению мгновенно-упругой подат-
ливости, равной 1 Еу (рис. 6.15). При построении кривых податливо-
стей мгновенно-упругие деформации не учитывались как составляю-
щие незначительную долю от общей деформации Если при определе-
нии модуля мгновенной упругости напряжение относить не к гео-
метрической площади образца, а лишь к сплошному сечению, заня-
тому частицами грунта и льдом, то с понижением температуры модуль
мгновенной упругости будет меняться незначительно и его можно
принять величиной, постоянной для данного вида грунта, что и дает
возможность определить единый полюс не только прп испытании
по методу напряженно-временной, но п температурно-временной
аналогии

Наличие полюса позволило разработать графический способ
построения обобщенной кривой, который заключается в следующем.
Из полюса проводятся произвольно лучи (I, II, III), пересекающие
кривые податливостей (см. рис. 6.15), определяются координаты
точек пересечения лучей с каждой кривой и строятся зависимости
.1К и 1п^ от (ог — о0) — прп напряженно-временной аналогии и от
(0,- — 0О) — при температурно-временной (о0 и 0О — соответствен-
Рис. 6.16. Вспомогательные графики для построения обобщенной кривой.
Зависимости 1К — (о — о0) (а) и 1п I (о — а„) (б) соответствуют точ-
кам пересечения лучей I—V с кривыми податливости.

но напряжение и температура, прп которых получена «базовая»
кривая). Эти зависимости оказались линейными. Экстраполируя
полученные прямые к оси ординат, найдем величины /К и 1пС соот-
ветствующие значению (о, — о0) = 0 или (0г — в0) = 0, т. е. най-
дем координаты точек пересечения секущих лучей с «базовой» кри-
вой. Далее строим «базовую» кривую, откладывая эти координаты па
соответствующих секущих лучах.

Пример графического построения обобщенной кривой податли-
вости, приведенный на рис. 6.15, выполнен на основании результа-
тов испытаний мерзлого торфа по методу напряженно-временной ана-
логии, рассмотренных выше (см. рис. 6.9). Как можно видеть из
сопоставления рисунков 6.9 и 6.15, обобщенная кривая, построенная
с помощью секущих лучей, практически совпадает с кривой, полу-
ченной обычным способом — «жесткой» горизонтальной сдвижкой
вправо кривых податливостей, на величину, равную коэффициенту
редукции. Предлагаемый способ секущих лучей менее трудоемок,
кроме того, он позволяет увеличить период прогноза деформаций.

Серия опытов, выполняемая для построения обобщенной кривой
податливости, дает возможность прогнозировать длительные дефор-
мации не только при «базовом» напряжении. Обработка опытных
данных показывает, что графические зависимости — (о; - о0),
полученные для каждого фиксированного значения времени, обра-
зуют семейство параллельных прямых (рис. 6.16), поэтому легко
получить прямую 1п/К — (ог - <т0) для времени, равного любому
значению в пределах прогнозного периода, в том числе п самому
максимальному (/та5), для которого найдена податливость по «базо-
вой» кривой: отложив на оси ординат значение 1п/К, взятое с «базо-
вой» кривой, соответствующее заданному моменту времени, проведем
Рис. 6.17. Зависимость 1п ЗК от

Рис. 6.18. Зависимость 1и ЗК — 1п I для
прогноза длительной податливости (по-
строена по данным рис. 6.13). 0, ‘С = 2,5
(7), —4,2 (2), —6 (3), —8,5 (4), —9,5 (5),
—13 (6), —25,5 (7), —28 (8).

о — Оо для различных моментов

времени. Цифры у кривых - чеРез ЭТУ ТОЧКУ прямую параллель-
]н Ц, с). ную зависимостям 1п/А — (о, — оп)

(рис. 6.17, прямые для I = 50 лет).
При применении метода температурно-временной аналогии для
прогноза длительной податливости можно воспользоваться зависи-
мостями 1п/А — ]п7 (рис. 6.18).

Таким образом, используя метод напряженно-временной анало-
гии, можем получить длительную деформируемость мерзлых грунтов
в широком диапазоне изменения напряжений при постоянной темпе-
ратуре, а применяя метод температурно-временной аналогии — дли-
тельную деформируемость для нескольких фиксированных значений
температуры при напряжении, составляющем одинаковую долю от
кратковременной прочности мерзлого грунта.

С целью всестороннего изучения деформаций целесообразно па-
раллельно выполнять испытания по обоим методам аналогий.

6.7. РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО
ОПРЕДЕЛЕНИЯ МОДУЛЯ ДЕФОРМАЦИИ МЕРЗЛЫХ
ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ МЕТОДАМИ АНАЛОГИЙ

Используя методы аналогий, мы определили дли-
тельный модуль деформации мерзлого торфа Ео (на период 50 лет)
для различной температуры и напряжения.
Испытания по методу температурно-временной аналогии выпол-
нены шариковым штампом (й = 22 мм). Использовался низинный
среднеразложившийся торф (плотность 1,12 г/см3, плотность частиц,
1,9 г/см3, влажность 2,4), а также верховой среднеразложившийся
(О = 18—20%) пушицево-сфагновый торф (плотность 1,03 г см3,
плотность частиц 1,5 гем3, влажность 4,95, температура начала за-
мерзания грунтовой влаги 0,08 С) и для сравнения — мелкозерни-
стый песок (плотность 1,8 г см3, плотность частиц грунта 2,66 г/см3,
влажность 0,23). Определения податливости выполнялись в диапазо-
не температуры от 0Н 3 до —ЗО С — для торфа и до —8°С — для песка.
Нагрузка на штамп задавалась таким образом, чтобы обеспечить
одинаковые осадки в равные моменты времени, т. е. напряжения при
всех температурах составляли одинаковую долю от мгновенной
прочности, каждое испытание проводилось в течение 24 ч, а затем
путем обработки опытных данных строились графики типа 6.13,
обобщающая кривая и графики типа 6.18, определяющие изменение
= 1 Ео во времени при различной температуре. По этому графику
находилось значение Еп для I = 50 лет. С понижением температуры
длительный модуль общей деформацпп увеличивается (рис. 6.19).
Для торфа максимальный темп увеличения отмечается в пределах
интенсивных фазовых переходов влаги.

Для песка прослеживается линейная зависимость модуля дефор
мацпи от температуры. Сопоставление значений Е„ торфа и песка
(табл. 6.4) показывает, что прп температуре, близкой к началу за-
мерзания грунтовой влаги, модуль деформации песка примерно на
порядок выше, чем верхового торфа. Затем по мере понижения темпе-
ратуры в силу большего количества превращающейся в лед влаги
интенсивность возрастания модуля деформации торфа становится
больше, чем песка, и разница в их величинах несколько уменьшает
ся, но даже прп —5 С длительный модуль деформации песка более
чем в 3 раза выше по сравнению с Ео верхового торфа и в 2 раза —
низинного. После прекращения интенсивных фазовых переходов ско-
рость возрастания модуля деформации торфа замедляется и зависи-
мость Ео от 0 становится близкой к линейной, причем интенсивность
возрастания Ео для торфа и для песка оказывается одинаковой. Это

Таблица 6.4

Сопоставление длительных (за 50 лет) значений (МПа) мерзлого торфа и песка
в зависимости от температуры

Грунт «, с
-0,5 -1 -3 "5 -6 —7 -8
Торф верховой А'ор1 40 75 190 230 255 280 300
Торф низинный ЯПр, — — 340 425 470 490 510
Песок
^ОП 400 495 650 710 940 1030 1100
^от/^орг 10 6,6 4,34 3.1 3,7 3,7 3.7
Е !Е оп' ОР2 — — 1,9 1,7 2 2,1 2,1

18.1
Рис. 6.20. Зависимость длительного (за
50 лет) модуля общей деформации вер-
хового пушицево-сфагнового торфа от
напряжения (р = 1,07 г см3; р, ~
= 1,97 г/см3; IV = 2,3; = 1,3;

ен 3 = о.огс, е = —4,5 с).

Рис. 6.19. Зависимость длительного мо-
дуля общей деформации от температуры.
' — для торфа (Г — низинного; 2 — верхо-
вого); б — для песка.

свидетельствует об упрочнении кристаллической решетки льда и
о термофлуктуацпонной природе деформируемости мерзлых грунтов.

Полученные по методу напряженно-временной аналогии значе-
ния длительного модуля деформации позволяют проанализировать
их зависимость от напряжения (рис. 6.20). Испытания выполнялись
на одноосное сжатие прп температуре —4,5‘С. Основные физические
свойства торфа составляли: плотность —1,07 г/см3, плотность частиц
грунта — 1,91 г/см3, влажность — 2,3, влажность за счет незамерз-
шей воды — 1,3. Температура начала замерзания грунтовой влаги —
—О.ОГС. С увеличением напряжения от 0,2 до 0,7 МПа модуль дефор-
мации уменьшился от 100 до 15 МПа, т. е. в 6,7 раза.

6.8. СОПОСТАВЛЕНИЕ ДЕФОРМАЦИИ

МЕРЗЛОГО ТОРФА,
ОПРЕДЕЛЕННОЙ ПЛОСКИМ ШТАМПОМ
И ПОЛУЧЕННОЙ ПРОГНОЗОМ ПО МЕТОДУ АНАЛОГИИ

Достоверным способом определения деформации
мерзлых грунтов считаются испытания плоским штампом как наибо-
лее соответствующие характеру передачи нагрузок от фундаментов
на основание. Поэтому с целью оценки точности прогноза деформа-
ции мерзлых торфяных грунтов методами аналогий нами выполне-
ны исследования, направленные на установление сопоставимости
результатов такого прогноза и штамповых испытаний.

В подземной лаборатории в слое песка естественного сложения,
имеющего температуру —4°С, устраивался цилиндрический шурф,
Рис. 6.21. Испытание торфа жестким штампом прп 6 = —4°С.

а — схема установки: 1 —торф, 2 — штамп, 3 — рама, 4 — динамометр, 5 — винтовой
пресс, 6 — индикаторы, 7 — вечномерзлый песок; б — развитие осадки времени; в—
зависимость осадки от давления р; г — распределение напряжений о2 по глубине.

диаметром 30 см, глубиной 17 см и заполнялся торфяной массой с
послойным трамбованием. Основные физические свойства торфа,
определенные после испытания, составили: р = 1,12 г/см3; IV = 2,8,
ря = 1,7 г/см3 (торф верховой, осоковый с примесью песчаных час-
тиц). Испытания выполнялись после промерзания и установления
стабильной температуры. Жесткий металлический штамп диаметром
17 см загружался ступенчатой нагрузкой, создаваемой винтовым
домкратом, упираемым в раму, вмороженную в грунт (рис. 6.21, а).
Величина нагрузки фиксировалась динамометром. Каждая ступень
выдерживалась до условной стабилизации осадки, не превышающей
0,02 мм за 12 ч. Протекание осадки штампа во времени и ее зависи-
мость от давления приведены на рис. 6.21, б, в. Распределение на-
пряжений прп всех ступенях пагрузок вычислялось как в слое грун-
та ограниченной толщины на несжимаемом основании [Цытович,
1983]. Результаты вычислений представлены на рис. 6.21, г и в
табл. 6.5.

Параллельно на основании испытаний па одноосное сжатие
определялась податливость мерзлого торфа при той же температу-
ре (—4°С) методом напряженно-временной аналогии. Образцы диа-
метром 4 см, высотой 11 см готовились из той же грунтовой массы и
испытывались на одноосное сжатие с помощью рычажного пресса.
188
Таблица 6,5

Средние аип-м-ипя напряжений (<Тг, МПа) по глубине
«ля каждой ступени нагрузки

ДпП.'Н'ШН* 11<»Д ш ии НГ1111 И) 1ЛТ4МИД Глубина, см
0-4 4-8 8-12 12-17
0,4 0,39 0,36 0,3 0,25
0,6 0,59 0,54 0,45 0,37
•1,8 0,79 0,72 0,6 0,46
1,0 0,98 0,9 0,76 0,62

По результатам испытаний построены кривые податливости и обоб-
щенная кривая, которые позволили найти зависимости относитель-
ной осадки от напряжения для периодов времени, соответствующих
продолжительности уплотнения торфа под штампом различными сту-
пенями нагрузок (рис. 6.22), при этом согласно графику зависимости
осадки штампа от времени (см. рис. 6.21, б) продолжительность
уплотнения до стабилизации первой ступенью составила 144 ч,

Рис. 6.22. Результаты испытания верхового торфа по методу напряженно-вре-
менной аналогии при 0 = —4°С.

а — кривы*1 податливости; б — зависимость относительной осадки от напряжения за период
времени: 1 — 144 ч; 2 — 100 ч; 3 — 72 ч, I—VII — секущие лучи. Цифры у кривых — на-
пряженность (МПа).
Таблица 6.6

Относительная осадка торфа (6-10-2) под штампом, обуслов-
ленная сжимающим напряжением о; и временем воздействия
каждой ступени нагрузки

Период уп- лотнения каждой сту- пенью на- грузки, ч Давление под подошвой штампа, МПа Глубина слоя, см
0-4 4-8 8-12 12-17
144 0,4 0,3 0,2 0,2 0,14
72 0,6 0.5 0,4 0,25 0,18
100 0,8 1,1 0,92 0.73 0,5
144 1 1,9 1,6 1 0,6

второй — 72 ч. третьей — 100 ч, четвертой — 144 ч. По получен-
ному графику 6 — о (см. рис. 6.22, б) находились значения относи-
тельной осадки для каждого слоя сжимаемой толщи в зависимости
от среднего напряжения и периода уплотнения каждой ступенью
нагрузки (табл. 6.6). Полученное значение относительной осадки
использовано для определения общей осадки штампа $о расчетным
способом. Применен метод послойного суммирования

= 2 (6.21)

где 6О.— относительная осадка г-го слоя согласно табл. 6.5; к; —
толщина г-го слоя;

50л = 40(0,003 + 0,0025 + 0,002) + 50X0,0014 = 0,37 мм;

Че = 40(0,005 + 0,004 + 0,0025) + 50X0,0018 = 0,55 мм; (6.22)
50,в = 40(0,011 + 0,0092 + 0,0073) + 50 x 0,005 = 1,35 мм;

= 40(0,019 + 0,016 + 0,01) + 50x0,006 = 2,18 мм.

Сравнивая расчетные осадки штампа, полученные на основе
относительных осадок, определенных методом напряженно-времен-
ной аналогии, и его опытные осадки при различных ступенях па-
грузки (см. рис. 6.21, б), можно видеть, что для начальных ступеней
нагрузок получено весьма близкое совпадение. Для последних сту-
пеней вычисленные величины несколько меньше опытных. Это
является результатом неучета «предыстории» загружения, т. е. того
факта, что часть нагрузки была задана ранее, на предыдущих сту-
пенях. В целом следует отметить, что для случая загружения по-
стоянной нагрузкой прогноз осадок, в котором исходными парамет-
рами являются характеристики, полученные методами временных
аналогий, весьма достоверный. Он всесторонне учитывает проявле-
ние реологических свойств грунтов во времени.
ГЛАВА

РЕКОМЕНДАЦИИ

ПО ИСПОЛЬЗОВАНИЮ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

КАК ОСНОВАНИИ В СЕВЕРНЫХ УСЛОВИЯХ

7.1. ОБЩИЕ ОСОБЕННОСТИ Ш'ОЕТСТИРОИ\Н ПЯ
ОСНОВАНИЙ НА ЗАТОРФОВАННЫХ УЧ \( Т1{
В РАЙОНАХ РАСПРОСТРАНЕНИЯ
ВЕЧНОМЕРЗЛЫХ ГРУНТОВ

Так как несущая способность мерзлых торфяных
грунтов в несколько раз выше, чем в талом сосгояннп, то, если по-
зволяют природные условия и техноло! ическне особенности зданий и
сооружений, целесообразен первый принцип использования вечно-
мерзлых торфяных грунтов в качестве основания: с сохранением
мерзлого состояния в период строительства и эксплуатации.

В условиях вечной мерзлоты торфяные залежи обычно приуро-
чены к поверхности. Их обводненность и заболоченность требуют
инженерной подготовки территории для застройки, в том числе и
при первом принципе, так как в летний период поверхностный слой
грунтов находится в талом переувлажненном состоянии. В этих
условиях предпостроечиая мелиорация торфяных грунтов в принци-
пе может быть осуществлена темп же способами, что и в районах
сезонного промерзания грунтов,— выторфовыванием, осушением,
подсыпкой.

Однако выторфовывание даже па талых грунтах трудоемко,
связано со значительными материальными затратами и применяется,
как правило, только в пределах основания сооружения. Удаление
торфа и его замена минеральными грунтами в районах залегания
вечной мерзлоты практически невозможны. При выполнении работ в
зимний период необходимо предварительно торфяной слой разрых-
лять, а в летний появляется опасность термокарстовых явлений,
к тому же затрудняется прохождение разрабатывающих и транспорт-
ных механизмов.

Осушение талого торфяного массива может быть осуществлено
системой глубоких дрен и водоотводных каналов. Этот прием позво-
ляет улучшить санитарно-гигиенические условия территории, повы-
сить прочность и уменьшить деформации торфяного массива. Уплот-
нение при осушении происходит длительное время, так как торф
медленно дренирует воду, коэффициент фильтрации прп уплотне-
нии уменьшается.

Опыт строительства в Архангельске, где этот метод широко
применяется, показал, что осушение длится десятки лет и сопро-
вождается медленным, часто неравномерным оседанием поверх-
ности — па 30—50% от мощности торфяного слоя [Морарескул,
1975]. Это приводит к тому, что в период эксплуатации происходит
осадка полотна дорог, тротуаров, подземных коммуникаций, полов
первых этажей зданий, обнажаются свайные фундаменты.
Рис. 7.1. Основные схемы работы торфяных грунтов прп инженерной
подготовке территории под застройку подсыпкой или намывом.

а — торфяной слой полностью воспринимает нагрузку, подсыпка применяется для
планировки; б — торфянойУхпой служит основанием совместно с подсыпкой; в —
основанием служит только насыпной слой, давление на торфяные грунты не пере-
дается ; 1 — насыпной грунт; 2 — торфяной грунт; 3—верхняя граница вечномерз-
лой толщи в естественных условиях; 4 —то же, после подсыпки.

В условиях вечной мерзлоты осушение связано с еще больши-
ми трудностями, так как вечномерзлая толща является водоупором
и применение дрен не обеспечивает оттока воды. Осушение здесь
может быть осуществлено с помощью дренажных каналов, располо-
женных в толще торфа, но их устройство малоэффективно и техни-
чески трудно выполнимо.

Наиболее целесообразным способом инженерной подготовки за-
торфованных территорий в условиях вечной мерзлоты является
пригрузка торфа слоем минерального грунта подсыпкой или намы-
вом. Если намыв грунта, способствующий оттаиванию подстилаю-
щего торфа, или подсыпка осуществляются в летне-осенний период,
когда грунт оттаял в естественных условиях, торфяной слой уплот-
няется, его прочность увеличивается. При последующем промерза-
нии торфа в уплотненном состоянии отмечается более высокая не-
сущая способность, чем у торфа, замерзшего в естественных
условиях.

При инженерной подготовке территории намывом или подсыпкой
можно выделить три основные схемы работы торфа (рис. 7.1): 1) под-
стилающие торфяные грунты полностью воспринимают нагрузки
от сооружений, т. е. используются как основание; 2) торф работает
как основание совместно с искусственно созданным слоем минераль-
ного грунта; 3) основанием служит 1'0.111.ко искусственный слой грун-
та, напряжение на торф не передается.

В зависимости от схемы работы и принципа использования
грунтов в качестве основании выбираются оптимальные условия
отсыпки или намыва минерального грунта. Для первой и второй схе-
мы прп использовании грантов в качестве оснований по первому
принципу наилучшпе условия формирования несущей способности
торфа будут обеспечены, когда нрнгрузочный слой устраивается в
период максимального возможного оттаивания и его промерзание
начнется после уплотнения

Таким образом, если инженерная подготовка осуществляется
способом намыва, лучший период ее производства — весенний;
в процессе намыва произойдет оттаивание подстилающего слоя, за-
тем постепенное уплотнение, для которого обеспечивается макси-
мально возможный промежуток времени от конца намыва до нача-
ла промерзания. Вели планировка осуществляется подсыпкой, то
лучший период для ее устройства — осенний, так как прп этом про-
изойдет предельное оттаивание торфа в естественных условиях.

Применение средств искусственного уплотнения (катков, транс-
порта) позволит обжать торфяник, а последующее промерзание под
пригрузкой обусловит формирование более высокой несущей спо-
собности. Вместе с тем может оказаться целесообразным сохранение
в мерзлом состоянии поверхностного слоя торфа естественного сло-
жения без дополнительного его обжатия, тогда подсыпку необходи-
мо осуществлять в конце зимнего периода, не допуская оттаивания.
Для третьей схемы работы целесообразно не допустить или пре-
дел ьпо ограничить оттаивание. Это сократит сроки промерзания,
а следовательно, и сроки строительства.

При использовании торфяных грунтов в качестве оснований по
второму принципу, независимо от принятой схемы, следует руко-
водствоваться общими рекомендациями, разработанными для мине-
ральных грунтов [Цытовпч, 1973; Жуков, 1958; и др.], оценивая
прежде всего процесс развития деформаций, так как повышенная
деформ и руемость этих грунтов в талом состоянии может привести к
потере устойчивости зданий и сооружений.

При наличии в основаниях слоя торфа пли грунтов с высокой
заторфованиосгыо для обеспечения требуемой несущей способности
обычно недостаточно иредпостроечного оттаивания, а необходимо
дополнительное упрочнение уплотнением или другими способами.
При первой и второй схеме работы торфяных грунтов можно реко-
мендовать устройство песчаных дрен, а также механическое уплот-
нение. В третьей схеме будет достаточно уплотнения пригрузочным
слоем. Во всех случаях необходимо назначить сроки начала строи-
тельства с учетом консолидационного периода, в течение которого
осуществится основной объем уплотнения.

13 Л. Т. Роман

193
7.1.1. Определение несущей способности
мерзлых торфяных грунтов прп первом принципе
их использования как оснований

Как отмечено выше, значительное влагосодержапие,
наличие незамерзшей воды, ползучесть скелета обусловливают
пластично-мерзлое состояние заторфованных грунтов при /от
0,25 и торфа независимо от температуры. Для грунтов, имеющих
меньшую заторфованность, температурный диапазон пластично-мерз-
лого состояния также довольно велик. Таким образом, практически
все основания, сложенные торфяными грунтами, необходимо рассчи-
тывать по двум группам предельных состояний — по несущей спо-
собности и деформациям.

Согласно СНиП П-18-76 нагрузка на фундаменты /V должна
назначаться из условия

7У<Ф//сн, (7.1)

где Ф — несущая способность оснований; А'н — коэффициент надеж-
ности.

Для торфяных грунтов так же, как и для сильнольдистых, мож-
но допустить понижение коэффициента надежности, если характе-
ристики определены в результате испытаний образцов ненарушенно-
го сложения в лабораторных условиях или несущая способность
определена штампами и испытанием свай. Как показывают данные
В. В. Докучаева [1968], в этом случае значение коэффициента на-
дежности можно принять равным 1 для оснований сооружений, срок
службы которых не превышает 10 лет, и равным 1,1 при сроке служ-
бы сооружений более 10 лет.

Несущую способность свай следует применять как меньшее из
двух значений, получаемых в зависимости от сопротивления сдвигу
сваи по поверхности ее контакта с грунтовым раствором Ф! и по
поверхности контакта раствора с торфяным грунтом природного
сложения Ф2 (СНиП П-18-76):

Ф1 = ( 2 ^Сд.г.С^СД.г.С 4“ РР с ) тг (7-Р)

Ф2 = 2 ^сд.г.р^сд.г.с + РРр ) (7.3)

\1=1 /

где т — коэффициент условий работы; /?сд.;.с — расчетное со-
противление сдвигу торфяного грунта пли грунтового раствора по
поверхности смерзания со сваей; Рся.1.с — рабочая площадь бо-
ковой поверхности сваи в пределах /.-го слоя, см2; Н — расчетное
сопротивление нормальному давлению, МПа; Рс — площадь по-
перечного сечеппя сваи, см2; 7?сд.г.р — сопротивление сдвигу по
контакту грунтового раствора с торфяным грунтом, МПа; Рся.1.р —
площадь поверхности сдвига, равная площади боковой поверхности
скважины в г-м слое; п — количество слоев, на которое разделено
основание в расчетном слое; К — расчетное сопротивление нормаль-
торф
Расчетные сопротивления мерзлых песчаных подушек, устроенных в торфе,
а также торфяных грунтов нормальному давлению, МПа

Епд грунта Температура, С
-0,2 -0,05 -1 -1,5 -2 -3 -4 -С -10
Крупнообломочные п песчаные подушки (согласно руковод- ству к СНпП П-18-76) 0,55 0,95 1,25 1,45 1.6 1,95 2,2 2,6 3,3
Торфяные грунты: песчаные заторфованные прп 0,03 </от^ 0,1 0,12 0,18 0,25 0,35 0,55 0,9 1,2 1,5 1,9
0,1 </от< 0,25 0,07 0,12 0,19 0,3 0,33 0,6 0,86 1 1,3
0,25 </от< 0,6 0,05 0,09 0,13 0,22 0,31 0,46 0,65 0.75 0,97
глинистые заторфованные прп 0,05 <7ога< 0,1 0,08 0,12 0,2 0,32 0,48 0,7 1 1,1 1,5
0,1 <70т< 0,25 0,06 0,09 0,15 0,25 0,35 0,54 0,7 0,82 1,05
0,25 <70т< 0,6 0,04 0,06 0,1 0,18 0,28 0,43 0,57 0,67 0,86
торф 0,02 0,04 0,06 0,12 0,2 0,32 0,45 0,52 0,67

ному давлению под торцом сваи, МПа; Рр — площадь поперечного
сечения скважины.

Применительно к условиям установки свай в мерзлые торфяные
грунты характеристики и параметры, входящие в формулы, могут
назначаться из следующих соображений. Учитывая неоднородность
и повышенную ползучесть торфяных грунтов, коэффициент условий
работы свай рекомендуется принимать т = 1. Для случая забивки
свай в пластично-мерзлые торфяные грунты, а также при установке
их в пробуренные скважины, заполненные грунтовым раствором,
значение расчетных сопротивлений сдвигу и нормальному давлению
при отсутствии опытных данных можно принять осредненным. Ре-
зультаты наших исследований эквивалентного сцепления, сопротив-
ления сдвигу грунтов и сдвигу по поверхности смерзания, а также
обобщение данных других авторов позволили получить расчетные
значения этих характеристик (табл. 7.1 и 7.2) для грунтов монолит-
ной криогенной текстуры, в которых все поры заполнены льдом-
цементом.

Расчет по деформациям согласно СНиП 11-18-76 основан на
сравнении расчетных осадок хр с предельно допустимыми $Пр

5р Зцр» -4)

Значения предельных осадок принимаются в зависимости от конст-
руктивных решений, срока службы зданий и сооружений, эксплуа-
тационных требований. Для зданий и сооружений массового строи-
тельства они приведены в строительных нормах и правилах (СНиП
11-15-74). Для зданий с конструктивными особенпостямп, увелпчп-
Длительная податливость верхового средперазложившегося торфа монолитной
криогенной текстуры, М1[а

Вид тор$а е, °с
-0,3 -0,5 1 -1,5 —2 -3 -4 -6 -10
Нпзпнный 0,1 0,077 0,067 0,05 0,043 0,036 0,026 0,022 0,018
Верховой 0,25 0,167 0,142 0,111 0,10 0,067 0,05 0,04 0,03

вающимн жесткость конструктивной схемы, величины хПр получены
Ю. М. Мосенкисом [1971]. Фактическую осадку, прогнозируемую
расчетом $р, можно вычислить по формуле

— 2 $пр;

1=1

(7.5)

где 7гг — толщина сжимаемого 7-го слоя; б, — относительная осадка
7-го слоя за период эксплуатации сооружений при расчетном сжи-
мающем напряженип ог. Значение 6, необходимо вычислять с учетом
нелинейной ползучести. Учесть нелинейность деформирования воз-
можно в том случае, если при определении характеристик сжимае-
мости (относительной осадки или модуля деформации) дифференциро-
вать их в зависимости от величины нагрузки и времени ее воздейст-
вия. Это условие выполняется в том случае, когда деформационные
свойства оцениваются методами аналогий, позволяющими выявить
нелинейный характер длительного деформирования.

Выполненные нами исследования по прогнозу податливости
мерзлых торфяных грунтов позволяют назначить расчетные значе-
ния относительной осадки мерзлого верхового среднеразложпвше-
гося торфа монолитной криогенной текстуры при суммарной влаж-
ности, близкой к полной влагоемкостп.

В табл. 7.3 приведены расчетные значения длительной (на пе-
риод 50 лет) податливости торфа, которая равна отношению отно-
сительной осадки к напряжению (7 = б/о). Используя данные
табл. 7.3, можно рассчитать длительную осадку мерзлого торфяного
основания методом послойного суммирования, представив формулу
(7.5) в виде

5р = 2

(7.6)

где У; — податливость 7-го слоя торфа, соответствующая расчетной
температуре этого слоя; о,- — дополнительное к природному давле-
ние в середине 7-го слоя; к; — толщина 7-го слоя; п — количество
слоев, па которое разделяется основание в зависимости от расчетной
температуры. Величины напряжений, для которых обобщена подат-
ливость, находятся в пределах 2Н > о К, где 7? — расчетное со-
противление торфа нормальному давлению, согласно табл. 7.2.
Таким образом, если длительная осадка окажется меньше до-
пустимой для данного вида сооружений, нагрузка на торфяное осно-
вание может быть увеличена до значений, превышающих расчетное
сопротивление нормальному давлению.

7.1.2. Предпосылки расчета торфяных грунтов
при втором принципе их использования
в качестве оснований

Как было отмечено выше, повышенная деформируе-
мость торфяных грунтов в оттаявшем состоянии обусловливает глав-
ным образом необходимость предпостроечного оттаивания и упрочне-
ния при втором принципе использования этих грунтов как оснований.
Однако при незначительной заторфованности и небольшой мощ-
ности торфяных грунтов, в том случае, когда они подстилаются плот-
ными минеральными, может оказаться допустимым оттаивание грун-
тов оснований в процессе строительства и эксплуатации зданий и
сооружений.

Поэтому в общем случае для торфяных грунтов возможно 1) до-
пустить оттаивание в процессе строительства и эксплуатации зданий
и сооружений; 2) выполнить частичное пли полное предиостроечное
оттаивание на всю глубину предельной чаши оттаивания; 3) пред-
принять предпостроечное оттаивание и упрочнение.

Наиболее выгодным в экономическом отношении является пер-
вый способ, но он может быть применим только тогда, когда осадка
оснований при оттаивании их в процессе эксплуатации зданий и
сооружений будет меньше предельно допустимой, обеспечивающей
надежность работы конструкций. В противном случае применяется
второй или третий способ — с предпостроечным оттаиванием или с
предпостроечным оттаиванием и упрочнением грунтов оснований.

Выбор того или иного способа производится на основании срав-
нения расчетных осадок с предельно допустимыми по условию (7.4).
Предельные осадки сооружений остаются теми же. а фактические
прогнозируются с учетом характеристик оттаивания и сжимаемости
методом послойного суммирования.

Если приравнять вычисленные значения осадок прп различных
напряжениях к предельным для проектируемых зданий и сооруже-
ний, то можно рассчитать толщину слоя торфяного грунта в основа-
ниях, которая обусловит при данной нагрузке предельную величину
осадки, т. е. критическую мощность торфяных грунтов в основаниях
сооружений Лк:

1гк = .?пр I' 2. (В/)

где 6,- — относительная осадка оттаивания и уплотнения торфяно-
го грунта под данной нагрузкой.

Нами выполнен расчет критической толщины торфяных грунтов,
уплотняемых после оттаивания, а также уплотняемых при оттаива-
нии под давлением, в зависимости от вида грунта, предельной осадки
198
Рис. 7.2. Зависимость отношения критической толщи торфяного слоя
к предельной осадке от давления.

а — при оттаивании под давлением; б — при предварительном оттаивании с после-
дующим уплотнением; 1, 2 — песчаные, 3, 4 — глинистые заторфованные грунты,
5 — торф. Цифры у кривых — заторфованность.

и давления. Прп этом использовались значения максимально воз-
можных для данного давления длительных относительных осадок.
Полученные результаты (рис. 7.2) иозволяют выбрать способ подго-
товки торфяных грунтов при использовании их в качестве основа-
ний по второму принципу. С их помощью можно определить отноше-
ние критической толщины каждого вида торфяного грунта, залегаю-
щего в основании, к предельной величине осадки данного здания
или сооружения /гк/8пр в зависимости от давления под подошвой
фундамента. Задаваясь величиной «пР, взятой из нормативных доку-
ментов, по найденному из графика соотношению /гк/«пр легко вычис-
лить критическую толщину торфяного слоя /гк. Сравнивая ее с фак
тпческой мощностью торфяного грунта в основании, можно выяснить
в первом приближении возможность допущения оттаивания в процессе
строительства и эксплуатации или выявить необходимость пред-
построечного оттаивания и упрочнения. Если фактическая толщина
торфяного слоя под подошвой фундамента меньше критической, вы-
численной для условий оттаиваппя под давлением (по рис. 7.2, а),
то осадки будут меньше предельных и можно допустить оттаивание
оснований в период строительства и эксплуатации зданий. В случае,
когда это условие не соблюдается, осадки будут заведомо больше
предельных и возможен только второй или третий способ — с пред-
построечным оттаиванием пли с предпостроечным оттаиванием и
упрочнением.

Второй способ — только предпостроечного оттаивания без
упрочнения — допустим, если толщина торфяного слоя под подош-
вой фундамента больше критической величины, полученной для
условия оттаивания под давлением (рис. 7.2, а), но меньше таковой,
вычисленной для случая предварительного оттаивания и последующе-
го уплотнения (рис. 7.2, б).

В случае, когда величина слоя торфяного грунта в основаниях
превышает ее критическое значение для предварительного оттаива-
ния, можно применить лишь третий способ формирования основа-
ний, сложенных торфяными грунтами,— предпостроечное оттаива-
ние и упрочнение.

Графики критической толщины торфяных грунтов построены для
грунтов, имеющих влажность, равную полной влагоемкости. Давле-
ние принималось равным среднему дополнительному к природ-
ному рсР.

Следует отметить, что все выводы, относящиеся к выбору спо-
собов использования грунтов в качестве оснований по критическому
значению торфяного слоя, справедливы только в том случае, когда
этот слой подстилается прочными минеральными грунтами или ког-
да глубина нижней границы чаши оттаивания не превышает крити-
ческой толщины торфяного слоя. Если грунты, подстилающие торфя-
ной слой, имеют повышенную льдистость или дают значительные
осадки прп оттаивании, то в каждом конкретном случае необходимо
рассчитывать возможную осадку п в зависимости от ее величины вы-
бирать способ оттаивания грунтов. При проектировании по второму
принципу непременным условием является обеспечение оттока грун-
товой влаги из оттаивающего и уплотняемого торфяного слоя, для
чего площадь оттаиваемого массива должна превышать размеры в
плане возводимых объектов, должна быть предусмотрена сеть водо-
отводных систем с искусственным или естественным водопони-
жением.

7.2. ПРЕДЛОЖЕНИЯ ПО РАСЧЕТУ ГЛУБИНЫ
ОТТАИВАНИЯ II ПРОМЕРЗАНИЯ ТОРФЯНЫХ ГРУНТОВ

Намыв пли подсыпка грунта при инженерной под-
готовке заторфованных участков приведет к изменению скорости
промерзания и оттаивания, изменит их глубину. Обычно грунты,
применяемые для подсыпки или намыва, по своему составу и тепло-
физическим свойствам отличаются от торфяных грунтов природного
сложения, поэтому прп расчете глубины промерзания и оттаивания
следует рассматривать теплофизическп неоднородную двухслойную
или даже трехслойпую среду и воспользоваться приближенными фор-
мулами [Вялов и др., 1976)

Н = Н2 + (1 - Н^Н^, (7.8)

Н = Н3 + ^(1 - Я3/Ях) + /ы(1 - Я3/Я2), (7.9)

где /11 и — толщины первого (сверху) и второго слоев; Я1, Я2,
Н3 — глубины оттаивания (промерзания) грунтов для первого, вто-
рого и третьего слоев, определяемые как для однослойной среды.

Ранее выполненными исследованиями [Коновалов, Роман, 1975;
Цеева, Роман, 1977] получены переходные коэффициенты, позво-
ляющие рассчитать глубину оттаивания (промерзания) основных ви-
дов грунтов (в том числе и торфяных) с различными физическими
свойствами по величине глубины оттаивания и промерзания для
песка (Яп), имеющего плотность 1,64 г/см3 и влажность 10%:

Н = ЯпАЛАз, (7.10)
Рис. 7.3. Зависимости коэффициента Кл от вида грунта, степени влажности.
а — заторфованные песчаные; б — заторфованные глинистые грунты. Цифры у кривых •—
заторфованность.

где кг — коэффициент, зависящий от вида грунта, заторфованностп,
степени водонасыщения (рнс. 7.3); к2 — коэффициент, зависящий от
физических свойств грунтов (рис. 7.4); к3 — коэффициент, учиты-

ЗА

2,6

1,8

1,0

вающий отклонение летних и зимних температур от
средней многолетней, равный 1,07 прп оттаивании
и 1,03 — при промерзании.

Подсыпки на торфяных грунтах, как и на спль-
польдистых, рекомендуется проектировать сплош-
ными на всей застраиваемой территории, в преде-
лах которой производится единая вертикальная
планировка. Устройство местных подсыпок (только
под зданиями, сооружениями и проездами) обычно
не приводит к желаемым результатам: оставшиеся
понижения рельефа служат водосборниками, повы-
шающими температуру грунта.

В случае отсутствпя песка или крупнообломоч-
ных грунтов для подсыпки незастрапваемой части
территории допустимо применение мелкодисперсных
грунтов. Толщина планировочной подсыпки при сох-
ранении мерзлого состояния
груптов должна назначаться,
1----------1----

0,2

О оа

0,6 1,2

Рис. 7.4. Зависимость коэффициента
К2 от Рй(ТГс- ТУН).
исходя из условия подъема верхней границы вечной мерзлоты до уров-
ня естественной поверхности или же сохранения сложившегося в при-
родных условиях положения указанной границы. Устройство не-
большой по мощности подсыпки (25—30 см) нерационально. Опыт
строительства на севере Западной Сибири, в Южной Якутии п других
районах показал, что когда насыпи дорог отсыпались не на всю про-
ектную высоту с целью ускорения их использования, они за один
теплый сезон полностью погружались в оттаявший слой и требова-
лась повторная отсыпка. Уменьшить объем подсыпки можно в том
случае, если в ее состав ввести слой эффективной теплоизоляции.
Результаты исследований А. В. Павлова [1975] позволяют рассчи-
тать необходимые параметры такой подсыпки, оценить ее эффек-
тивность.

Грунты подсыпки обычно обладают хорошими дренирующими
свойствами и поэтому вся влага, способная перемещаться под дейст-
вием гравитации, удаляется. Остается только влага, удерживаемая
молекулярными силами. Влажность устанавливается равной макси-
мальной молекулярной влагоемкостп, которая в песчаных грунтах
средней крупности равна 3—5%.

Эти условия являются благоприятными для применения в ка-
честве теплоизоляции сухого торфа, который должеп быть уложен в
теле насыпи выше уровня капиллярного поднятия влаги минераль-
ных грунтов подсыпки. Конструктивно устройство такой изоляции
выглядит следующим образом: на заболоченную поверхность отсы-
пается слой минерального грунта, толщина которого на 20—30 см
превышает капиллярное поднятие влаги. После стока гравитацион-
ной воды укладывается воздушно-сухой торф, уплотняемый послой-
но давлением более 0,3 МПа. Затем производится подсыпка мине-
рального грунта толщиной не менее 0,5 м. Глубина сезонного оттаи-
вания при таком способе подсыпки может быть оценена по приве-
денной выше методике, а мощность торфяной изоляции назначена пз
условий заданной глубины оттаивания.

7.3. РАЦИОНАЛЬНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФУНДАМЕНТОВ
НА МЕРЗЛЫХ ТОРФЯНЫХ ОСНОВАНИЯХ

При использовании торфяных грунтов в качестве
оснований в мерзлом состоянии нет необходимости отступать от тра-
диционных свайных, столбчатых, плитных фундаментов. Повышение
несущей способности оснований может быть достигнуто устройством
подсыпок, подушек, которые частично пли полностью воспримут
давление от фундамента.

С целью увеличения сопротивления сдвигу по боковой поверх-
ности свай их установку в заторфованные грунты, имеющие затор-
фованность /От < 0,4, целесообразно проводить способом забивки
Такой способ технически осуществим, так как в большинстве слу-
чаев, как было показано, заторфованные грунты находятся в пла-
стично-мерзлом состоянии. В торф и заторфованные грунты при
202
а

>15 см

Рис. 7.5. Типы свай, рекомендуемые для установки в мерзлых торфяных
грунтах.

а —- типовая железобетонная свая с песчаном подушкой под торфом и песчано-извест-
ковой рубашкой вокруг сваи; б — свая с арматурными выпусками по боковой по-
верхности и увеличенной площадью торца; в — свая с наклонными боковыми гранями.

.Тот >0,4 свайные фундаменты рекомендуется погружать в предва-
рительно пробуренные скважины, диаметр которых превышает наи-
больший размер сечения сваи на 10—15 см, а расстояние между бо-
ковой поверхностью и стенками скважины заполняется песчано-
пзвестковым раствором. При этом сван устанавливаются так, чтобы
под их торцом образовалась песчано-известковая подушка высотой
не менее 0,5 м. Торец сваи выполняется без заострения.

Целесообразно применять сваи с конструктивными особенностя-
ми, повышающими их несущую способность в мерзлых грунтах
(рис. 7.5). К таким сваям можно отнести сваи-ерши, по боковой по-
верхности которых в зоне заделки в вечномерзлый грунт выпущены
арматурные штыри [Роман и др., 1978]. Наличие штырей увеличи-
вает площадь смерзапия, включает в работу больший объем грунта,
окружающего сваю, при этом под штырями грунт работает на сжа-
тие, а, как известно, сопротивление мерзлого грунта сжатию в не-
сколько раз выше, чем сдвигу. Несущая способность таких свай
определится

ф = 1,1 (2^см.г^см.г + 2 ТТщг/А, + НР
\ 1 г

(7-11)

где 7?Сд.г — расчетное сопротивление грунтового раствора сдвигу
по поверхности смерзания для середины 1-го слоя вечномерзлого
грунта; Рсм,1 — площадь поверхности смерзания г-го слоя вечно-
мерзлого грунта с боковой поверхностью сваи; — расчетное дав-
ление на мерзлый грунтовый раствор для середины г-го слоя; В —
то же под нижним концом сваи; г, I — соответственно радиус и дли-
на выступающих арматурных стержней; — количество стержней
в пределах г-го слоя; Р — площадь поперечного сечения сваи; п —
число слоев вечномерзлого грунта, на которое в расчетной схеме
разделяется основание.

Наличие выпусков из арматурных стержней повышает несущую
способность сваи на 20—30%. Примерно такой же эффект дает
устройство шероховатостей па поверхности свай, повышающих силы
смерзания с грунтом.

Несущая способность грунта используется более полно, если
поверхность сваи выполнить наклонной. В этом случае грунт рабо-
тает не только на сдвиг по поверхности смерзания, но и частично
на сжатие. По этой схеме работают конические и пирамидальные
сваи, нашедшие применение в талых грунтах. Лабораторными опы-
тами [Роман, Ильиных, 1976] установлена эффективность примене-
ния пирамидальных свай и в мерзлых грунтах. П. И. Гуниным
[1981] в результате натурных испытаний таких свай в условиях
г. Якутска показано, что при одинаковом объеме с круглыми пли
призматическими несущая способность пирамидальных свай на 20—
50% выше. Чтобы исключить лишний расход бетона, уменьшить вы-
пучивание, целесообразно в деятельном слое выполнять поверхность
свап вертикальной, а уклон задать только в «рабочей» зоне, ниже
верхней границы вечномерзлых грунтов (рис. 7.5, е). Нами получена
расчетная схема работы сваи с наклонной боковой поверхностью
в мерзлом грунте. При этом принято предположение, что силы смер-
зания грунта с боковой поверхностью свай не зависят от угла накло-
на поверхности, т. е. удельное их значение одинаково для свай с
вертикальной и наклонной боковой поверхностью при прочих рав-
ных условиях. Увеличение несущей способности свай, имеющих
наклонную боковую поверхность, происходит исключительно за
счет сопротивления сжатию мерзлого грунта вокруг сваи, и это со-
противление будет тем больше, чем больше угол наклона поверх-
ности. Сопротивление внешней нагрузке свап с наклонной боковой
поверхностью так же, как обычной, направлено вертикально и про-
тивоположно этой нагрузке. Его величину можно разложить на со-
противление сдвигу, параллельное боковой поверхности, и сопротив-
ление сжатию.

Схема предельного напряженного состояния в системе свая с
наклонной боковой поверхностью — грунт может быть представлена
в виде графика (рис. 7.6, а). Радиус круга ОЛ и меньший катет треу-
гольника ОС пропорциональны сопротивлению сдвигу по боковой
поверхности вертикальной сваи Всы. Второй катет треугольника
СО пропорционален сопротивлению сжатия мерзлого грунта Вст.
Если пз точки 0 под углом а, равным углу наклона боковой поверх-
ности пирамидальной сваи, провести прямую и из точки ее пересече-
ния с окружностью А' опустить перпендикуляр до пересечения с
прямой ОР, то его величина А'В будет пропорциональна удельному
Рис. 7.6. Возможные вариан-
ты разложений усилий в рас-
четной схеме свап с наклон-
ной боковой поверхностью.
Пояснения в тексте.

сопротивлению мерзлого грунта по боковой поверхности пирами-
дальной сваи В. Из графика видно, что с увеличением угла наклона
поверхности В увеличивается, и если а = 90, то В = ВСУК.

Распределение усилий в расчетной схеме пирамидальной свап
можно представить также следующим образом (рис. 7.6, б). Сопро-
тивление сдвигу направлено вдоль боковой поверхности, а сопро-
тивление сжатию перпендикулярно ей. Тогда суммарное сопротивле-
ние Вс может быть найдено из треугольника сил. При вертикальной
нагрузке на сваю удельное сопротивление грунта по боковой поверх-
ности В будет равно вертикальной проекции силы Вс. Такая рас-
четная схема апробирована П. И. Гуниным [1981]. Аналитические
выражения зависимости удельного общего сопротивления свап с
наклонной боковой поверхностью В от угла наклона а, сопротивле-
ния сжатию мерзлого грунта 7?сж и сопротивления сдвигу по верти-
кальной боковой поверхности по обеим расчетным схемам совпадают
и имеют вид

В = 7?см сов а + /?сжйш а. (7-12)

Анализ расчетной схемы, представленной на рис. 7.7, б, пока-
зывает, что максимальная несущая способность основания будет
обеспечена в том случае, когда направление внешней нагрузки .V
будет параллельным силе Вс. Весьма эффективным на торфяных
грунтах может оказаться применение сваи с шайбой рис. 7.7 [Поле-
щук и др., 1981]. На рис. 7.7, а представлена конструкция свапс
шайбой, которая рекомендуется к применению на заторфованных
участках, при инженерной подготовке территории подсыпкой или на-
мывом. В зимний период до начала намыва погружают в торфяной
грунт естественного сложения с отметкой А трубчатую сваю 1, имею-
щую поперечные сквозные каналы 2. Часть свап 4 ниже каналов
может быть выполнена сплошной. На сваю 1 свободно надевают желе-
зобетонную шайбу 5, которая снабжена предохранительным фарту-
Рис. 7.7. Конструкция свап с шайбой для установки.

а — прп инженерной подготовке территории под застройку намывом пли подсыпкой;

б — буроопускным способом в вечномерзлые грунты. Остальные пояснения в тексте.

ком 6 п уплотнительными манжетами 7 для предотвращения попада-
ния в полость сваи намываемого грунта 8. В шайбе на ее внутренних
плоскостях предусмотрены углубления 9 для скрепления шайбы со
сваей. После установки шайбы намывается грунт до требуемой отмет-
ки В, происходит его постепенное уплотнение. Шайба независимо
от свап уплотняет под собой оттаявший грунт естественного сложе-
ния и вместе с уплотняющимся грунтом опускается вниз от отметки
А до отметки С. Когда осадки стабилизируются, через внутреннюю
полость верхней части сваи в полости шайбы нагнетается раствор.
После его затвердевания свая и шайба становятся монолитно связан-
ными между собой и работают совместно. Под подошвой шайбы грунт
воспринимает нормальное давление, по боковой поверхности свап —
оказывает сопротивление сдвигу.

Возведение таким образом свайного фундамента с шайбой обес-
печивает создание надлежащей плотности грунта под шайбой и бо-
лее полное использование его несущей способности. Установить
сваю с шайбой можно также буроопускным способом (рис. 7.7, б).
С этой целью до глубины заделки подошвы шайбы, которая должна
находиться ниже верхней границы вечномерзлого грунта, бурится
скважина диаметром превышающим наибольший размер шайбы в
плане на 5 см. Глубже этой отметки размеры скважины должны
отвечать требованиям, изложенным выше (с12 Ь + 15 см; к > кс -|-
-|- 50 см). Участок скважины, имеющий диаметр <12, заполняется пес-
чано-известковым раствором, объем которого подбирается из условия
полного заполнения пространства между поверхностью свап и стен-
ками скважины. Затем с помощью крана устанавливается свая с
шайбой и заполняется раствором верхний расширенный участок
скважины.

Целесообразны на заторфованных участках фундаменты с раз-
витой площадью опоры. Среди них заслуживают внимания прост-
ранственные фундаменты [Гончаров, Кутвпцкая, 1979], которые
имеют большую поверхность опирания, передают незначительную
нагрузку, обеспечивают естественное охлаждение оснований в зим-
ний период, сохраняя его в мерзлом состоянии.

Вследствие большой гигроскопичности и малой теплопровод-
ности торф сдерживает интенсивность сезонного промерзания. Прп
влажности, меньшей полной влагоемкости, силы смерзания торфа с
поверхностью фундаментов незначительны или совсем отсутствуют.
Благодаря этим свойствам торф рекомендуют применять в качестве
противопучпнной изоляции фундаментов [Вялов и др., 1969].

Защита фундаментов от действия касательных сил пучения осу-
ществляется в результате заполнения пазух котлованов и траншей
торфом. Нормальные силы пучения можно предотвратить устройст-
вом торфяной подсыпки под подошвой фундамента. Однако ее исполь-
зование целесообразно лишь для сооружений с незначительными на-
грузками на основание (например, резервуаров).

В Красноярском промстройНИИпроекте выполнялись тепловые
расчеты [Коновалов, Роман, 1972; Роман, Пахомова, 1974] по вы-
явлению оптимальных размеров торфяной изоляции. Результаты та-
ких расчетов показали, что торфяная засыпка пазух траншей и кот-
лованов значительно уменьшает глубину промерзания около стен
оттаиваемых зданий (до 0,1—0,2 м). При этом достаточно толщину
засыпки принимать в пределах 1—1,5 м, так как последующее ее
увеличение несущественно снизит промерзание. Применение засып-
ки позволяет уменьшить глубину заложения фундаментов, обусло-
вив ее только несущей способностью грунтов оснований.

Аналогичные расчеты, выполненные нами для торфяной изоля-
ции в основаниях необогреваемых емкостей в условиях севера За-
падной Сибири, показали, что слой торфа высотой 1,2 м с влаж-
ностью 300% и плотностью сухого грунта рй = 0,3 г/см3 полностью
исключает промерзание и оттаивание подстилающих глинистых грун-
тов и, следовательно, предотвращает деформации, возможные прп
пучении и оттаивании.

В качестве противопучпнной изоляции предпочтительно исполь-
зовать слабо- и среднеразложившийся торф с влажностью, не пре-
вышающей 200—300%; укладку производить слоями 15—20 см с
тщательным послойным уплотнением. При этом давление от трамбов-
ки пли катка должно составлять не менее 0,3 МПа. Уплотненный
торф может выдержать давление 0,05—0,08 МПа и служить основа-
нием отмостки и тротуаров.

Для устройства изоляции фундаментов достаточно заполнить
торфом пазухи котлованов и траншей. Поверхность торфяной засып-
ки должна быть покрыта слоем бетона или щебня и асфальтирована.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ

На данном этапе, в том числе с учетом результа-
тов, изложенных в настоящей работе, основные итоги исследований
формирования физико-механических свойств мерзлых торфяных
грунтов сводятся к следующему.

1. Большая водоудерживающая способность растительных остат-
ков, их податливость, особый характер взаимодействия с грунтовой
влагой формируют следующие основные особенности мерзлых торфя-
ных грунтов:

высокую льдистость и значительное количество незамерзшей
воды, существенно зависящее от начальной влажности;

ярко выраженные реологические свойства, включающие все
характерные стадии (неустановившуюся ползучесть, пластично-
вязкое течение, прогрессирующую ползучесть). В мерзлом торфе и
сильно заторфованных грунтах преобладает стадия установившего-
ся вязкого течения. Для них расчетное напряжение следует прини-
мать равным пределу длительной ползучести (по К. Ф. Войтков-
скому) — аналогично льду. Для слабозаторфованных грунтов ха-
рактерна как стадия незатухающей ползучести (при больших на-
пряжениях), так и незатухающей. Расчетное напряжение таких
грунтов следует назначать равным пределу длительной прочностп
(по С. С. Вялову) — аналогично минеральным грунтам.

2. Обобщающими показателями физических свойств мерзлых
торфяных грунтов различного генезиса, состава и строения, а также
факторов, определяющих скорость криогеппых процессов, яв-
ляются:

заторфованность;

симплексы водных свойств (отношение суммарной влажности,
количества незамерзшей воды к полной влагоемкостп);

относительные содержания твердых компонентов (частиц грунта
и льда) в единице объема;

отношение текущего значения температуры к температуре на-
чала замерзания грунтовой влаги (гомологическая температура);

отношение периода протекания рассматриваемого процесса к
периоду свободного колебания атомов.

Использование обобщающих показателей позволяет обобщить
опытные данные по определению теплофпзпческих, деформационных
и прочностных свойств, выявить основные закономерности их из-
менения в широком диапазоне температуры, физических свойств
и временного фактора; дает возможность рассматривать мерзлые
торфяные грунты различного генезиса, состава и строения как еди-
ную грунтовую систему.

3. Для прогноза длительной прочности мерзлых торфяных
грунтов применимы основы кинетической теории прочности твердых
тел, рассматривающей разрушение как термофлуктуационный про-
цесс. При этом необходимо: учитывать многокомпонентность, струк-
турную неоднородность мерзлых торфяных грунтов посредством уста-
новления корреляционной зависимости прочностных характери-
стик от обобщенных показателей физических свойств, времени и
температуры; относить передаваемое напряжение не к геометриче-
ской площади сечения, а к площади, занятой твердыми компонента-
ми (частицами грунта и льдом).

4. Для прогноза длительной деформации мерзлых торфяных
грунтов применимы методы температурив- и напряженно-временных
аналогий, сущность которых заключается в интенсификации ско-
рости деформирования повышением температуры или увеличением
напряжения, что идентично влиянию временного фактора. Повы-
шением температуры или увеличением напряжения достигается
одна и та же величина деформации грунта за более короткий пе-
риод, что позволяет по данным кратковременных испытаний про-
гнозировать деформации на длительный период, сопоставимый со
сроком службы сооружений.

5. Разработанные в механике мерзлых мелкодисперсных
минеральных грунтов методы испытаний применимы и для торфя-
ных при условии учета особенностей их свойств и характера пове-
дения под нагрузками. Основной причиной влиянпя масштабного
эффекта на результаты испытаний является зависимость начальной
поврежденности (различного рода дефектов, в том числе структур-
ных) от размеров испытываемых моделей. С достаточной для прак-
тических целей точностью количественное определение поврежден-
ности различных моделей может быть выполнено по эксперимен-
тальным данным па основании представлений о том, что длительная
прочность зависит от отношения степени поврежденности в момент
разрушения к степени поврежденности до приложения нагрузки.

6. Мерзлые торфяные грунты могут служить надежными осно-
ваниями зданий и сооружений. В ряде случаев целесообразно осу-
ществлять инженерную подготовку территории, направленную па
увеличение несущей способности, уменьшение деформируемости,
регулирование температурного режима. Рациональными типами
фундаментов па вечномерзлых заторфованных грунтах являются
фундаменты с развитой площадью опоры, а также свайные опоры
с конструктивными особенностями, повышающими их несущую
способность.

Дальнейшее развитие исследований в области физики и меха-
ники мерзлых торфяных грунтов должно заключаться в углублении
представлений о физической природе прочности и деформируемости
всех генетических разновидностей промерзающих и оттаивающих
грунтов, о характере поведения их в массиве при освоении и застройке
заторфованных территорий.
ЛИТЕРАТУРА

Аболпн Р. И. Геоботаническое и почвенное описание Ле-
но-Вплюпскоп равнпны. — Тр. компе. Академии наук по изучению ЯАССР,
1029.

Аксенов А. И., Докучаев В. В. Критерии пластично-мерзлого состояния
засоленных грунтов.— Науч. тр. ЛенЗНИИЭП, 1978, с. 13—18.

Александров А. П., Лазуркнн Ю. С. Высокоэластпческая деформация
полимеров.— ЖТФ, 1939, т. 9, вып. 14, с. 1249—1261.

Александров А. П. Морозостойкость высокомолекулярных соединении.—
В кн.: Труды I п II конф, по высокомолекулярным соединениям. М.: Изд-во
АН СССР, 1945, с. 49—59.

Антонова А. А. Результаты последования тепловых свойств горных пород
Якутии.— В кн.: Тепло- и массообмен в мерзлых почвах и горных породах. М.:
Изд-во АП СССР, 1961, с. 121—128.

Амарян Л. С. Структурно-механические свойства торфяных залежей: Ав-
тореф. докт. дпс.— Калинин, 1967.— 51 с. (Калинин, политехи, пн-т)

Амарян Л. С. Прочность и деформируемость торфяных грунтов.— М.:
Недра, 1969.— 192 с.

Амарян Л. С. Физико-химические основы классификации структурно-ме-
ханических свойств торфяных грунтов.— В кн.: Материалы к I Всесоюз. конф,
по строительству на торфяных груптах. Ч. 1. Калинин: изд. политехи, ин-та,
1972, с. 165—178.

Амарян Л. С-, Миронов В. А., Галкин Н. Н. К вопросу исследования ме-
ханических характеристик мерзлых торфяных грунтов.— В кн.: Тез. докл.
Всесоюз. совещ. «Опыт строительства оснований на вечномерзлых грунтах».
М.: изд. НИИОСП, 1981, с. 170—171.

Андрианов П. И. Температура замерзания грунтов.— М.: Изд-во АН СССР,
1936.— 16 с.

Афанаспк Г. II. Исследование водно-теплового режима низинных торфя-
ников в зимний период: Автореф. канд. дне.— Минск, 1965.— 25 с. (Ин-т тор-
фа БССР)

Бакулин Ф. Г., Жуков В. Ф. Деформация мерзлых дисперсных грунтов
прп оттаивании.— Изв. АН СССР. Отд. техн, наук, 1955, № 7, с. 86—117.

Барковская Е. И. Закономерности формирования теплопроводности гор-
ных пород различного состава и строения прп промерзании и оттаивании: Ав-
тореф. канд. дне.— М., 1982.— 27 с. (МГУ)

Бартенев Г. М., Зуев Ю. С. Прочность п разрушение высокопластпчных
материалов.— М.: Химия, 1964.

Барышников М. К. Осоково-гипновые болота западного Васюганья.—
В кн.: Бюл. ин-та луговодства и культуры болот. Вып. 2. Дмитров, 1929.— 38 с.

Безухов Н. И. Основы теории упругости, пластичности и ползучести.—
М.: Высш, шк., 1961.— 585 с.

Белов М. И., Окладников О. В., Старков В. Ф. Мангазея. Мангазепскпп
морской ход.— Л.: Гпдрометеопздат, 1980, ч. 1.— 163 с.

Березанцев В. Г. Предельное равновесие связанной среды под сферически-
ми и коническими штампами.— Изв. АН СССР. Отд. техн, наук, 1955, № 7.

Беспалов С. Г. Определение теплоемкости торфа: Автореф. канд. дис.—
М., 1954,— 23 с.
Боженова А. II. Инструктивные указания но лабораторным методам опре-
деления температур переохлаждения и начала замерзания грунтов.— В кн.:
Материалы по лабораторным исследованиям мерзлых грунтов. Вып. 2. М.—
Л.: Изд-во АН СССР, 1954, с. 16—32.

Бойко И. В. О возможности использования зависимостей химической тер-
модинамики для количественного описания водно-физических свойств дисперс-
ных грунтов.— В кн.: Материалы Всесоюз. научного совещания по мерзлото-
ведению. М.: Изд-во МГУ, 1972, с. 301—312.

Бондаренко Н. Ф.. Коваленко Н. П. Водно-физические свойства торфяни-
ков.— Л.: Гпдрометеопздат, 1979.— 159 с.

Бровка Г. П. Исследование характеристик внутреннего тепло- и массо-
переноса в торфе с целью прогноза водного и теплового режимов прп промерза-
нии торфяных залежей: Автореф. канд. дис.— Минск, 1981.— 22 с. (Ин-т
торфа БССР)

Бродская А. Г. Сжимаемость мерзлых грунтов.— М.: Изд-во АН СССР,
1962.— 98 с.

Бронзов А. Я. Верховые болота Нарымского края (бассейн р. Васюга-
на).— М., 1930.— 100 с. (Тр. Ин-та торфа, вып. 3)

Васильев Б. Д. Возведение капитальных зданий на сильносжимаемых ос-
нованиях.— Л.— М.: СтроГшздат, 1952.

Васьковскпй В. Торфяное дело на лпнпп Сибирской железной дороги.—
Спб., 1901.

Варлыгин П. Степень разложения и степень гумификации торфа.— В кн.:
Труды Центральной торфяной станции, 1930. вып. IV, с. 5—53.

Варлыгин II. Степень разложения и степень гумификации торфа.— В кн.:
Труды Центральной торфяной станцпп, 1969.

Велли Ю. Я.. Карнов В. М., Иванов В. И. Результаты полевых и лабора-
торных исследований спл смерзания мерзлых грунтов.— Тр. совещания-семи-
нара по обмену опытом строительства в суровых климатических условиях. Вор-
кута: изд КрасноярскпромстройНИИпроекта, 1966.— 6 с.

Вентцель Е. С. Теория вероятности.— М.: Наука, 1964.— 785 с.

Винокуров Ф. П., Тетеркин А. Е., Питерман Н. А. Строительные свойства
торфяных грунтов.— Минск: Изд-во АН БССР, 1962.— 283 с.

Вихляев И. И. К вопросу о торфяном образовании п изучении торфяного
дела.— Вести, торфяного дела, 1922, № 1—2, с. 9—17.

Войтковский К. Ф. Механические свойства льда.— М.: Изд-во АН СССР,
1960. — 99 с.

Воларович М. П., Чураев Н. В. Исследование торфа прп помощи радио-
активных изотопов.— М.: Изд-во АН СССР, 1960.

Воларович М. П., Чураев Н. В. Современное состояние и методы физики
п фпзикохимпп торфа.— В кн.: Труды Междунар, конгр. по торфу. Л., 1963.

Вотяков Н. И. Фпзпко-механпческие свойства многолетнемерзлых грунтов
Центральной Якутии.— М.: Изд-во АН СССР, 1951.— 62 с.

Вотяков Н. И. Физпко-механпческпе свойства грунтов Якутии.— Ново-
сибирск: Наука, 1975,— 175 с.

Вялов С. С. Длительная прочность вечномерзлых грунтов и допускаемые
на нпх давления.— Тр. Игар, науч.-псслед. станции, 1954, вып. 1.

Вялов С. С., Цытовпч Н. А. Оценка несущей способности связных грунтов
по величине вдавливания сферического штампа.— Докл. АН СССР, 1956, т. III,
№ 6.

Вялов С. С. Реологические свойства и несущая способность мерзлых грун-
тов.— М.: Изд-во АН СССР, 1959.— 188 с.

Вялов С. С. Длительная прочность мерзлых грунтов прп переменной на-
грузке и температуре.— В кн.: Труды V Всесоюз. совещання-семпнара по об-
мену опытом строительства в суровых климатических условиях. Т. VI, вып. 5.
Красноярск, 1968, с. 5—17.

Вялов С. С. Длительное разрушение мерзлого грунта как термоактивпро-
ванный процесс.— В кн.: Труды II Междунар, конф, по мерзлотоведению.
Вып. 4. Якутск, 1973, с. 16—26.

Вялов С. С. Реологические основы механики грунтов.— М.: Высш, шк.,
1978.— 447 с.
Вялов С. С., Зарецкий Ю. К., Городецкий С. Э. п др. Прочность п ползу-
честь мерзлых грунтов и расчеты льдогрунтовых ограждений.— М.: Изд-во
АН СССР, 1962. '

Вялов С. С., Городецкий С. Э., Пекарская Н. К. Методика определения
характеристик ползучести длительной прочности п сжимаемости мерзлых грун-
тов.— М.: Наука, 1966.— 87 с.

Вялов С. С., Мельников П. И., Снежко О. В., Цытович Н. А. Мерзлотове-
дение и опыт строительства на вечномерзлых грунтах в США п Канаде.— М.:
Стройпздат, 1969.— 93 с.

Вялов С. С., Зарецкий Ю. К., Максимяк Р. В.. Пекарская Н. К. Кпнетп-
ка структурных деформаций и разрушенпя глпн.— В кн.: Труды к VIII Между-
нар. конгр. по механике грунтов и фундаментостроению. М.: Стройпздат, 1973,
с. 13—24.

Вялов С. С., Докучаев В. В., Шейнкман Д. Р. Подземные льды и сильно-
льдистые грунты как основания сооружений.— Л.: Стройпздат, 1976.—• 165 с.

Вялов С. С., Зарецкий Ю. К., Городецкий С. Э. Расчеты на прочность и
ползучесть прп искусственном заморажпваннц грунтов.— Л.: Стройпздат,
1981'— 199 с.

Гавелис Л. П., Максимов Г. Н. Исследование грунтов района Норильска
пробными нагрузками.— Основания, фундаменты п механика грунтов, 1959.
№ 3.

Гаврильев Р. II., Елисеев С. В. Тепловые свойства торфа.— В кн.: Методы
определения тепловых свойств горных пород. М.: Наука, 1970, с. 139—154.

Гамаюнов Н. И. Тепло- и массоперенос в торфяных системах: Автореф.
докт. дне.— Калинин, 1967.—• 360 с. (Калинин, иолптехн. пн-т).

Гейтмаи Б. Больше внимания строительству болотных дорог.— Мелиора-
ция и торф, 1931, № 4, с. 7—14.

Геотехнические вопросы освоения Севера/Поц ред. О. Андерсленда,
Д. Андерсона.— М : Недра, 1983.— 551 с.

Гольдштейн М. В. Деформации земляного полотна и оснований сооруже-
ний прп промерзании и оттаивании.— М.: Трансжелдорпздат, 1948.— 212 с.

Гольдштейн М. Н. Механические свойства грунтов.— Л.: Стройпздат,
1971, 1973, т. I, П.— 367 и 375 с.

Гончаров Ю. М., Кутвпцкая Н. Б. Использование фундаментов-оболочек
для охлаждения вечномерзлых грунтов оснований зданий — В кн.: Строитель-
ство в районах Восточной Спбпри п Крайнего Севера. Вып. 50. Красноярск,
1979, с. 82—96.

Гончаров Ю. М., Комзпна А. А., Малков Е. Н. Особенности проектирова-
ния и устройства оснований зданий на мерзлых грунтах.— Л.: Стройпздат,
1980,— 240 с.

ГОСТ 24586-81. Грунты. Методы определения характеристик прочности и
деформируемости мерзлых грунтов.— М.: Госкомитет по делам строительства,
1981.— 32 с.

ГОСТ 25638. Грунты. Методы лабораторного испытания мерзлых грунтов
на однооспое сжатпе.— М.: Госкомитет по делам строительства, 1963.— 21 с.

ГОСТ 25100-82. Грунты. Классификация.— М.: Госкомитет по делам стро-
ительства, 1982.— 9 с.

Городецкий С. Э. Ползучесть п прочность мерзлых грунтов прп сложном
напряженном состоянии.— Основания, фундаменты и механика грунтов, 1975,
№ 5, с. 39—43.

Горячкин В. Г. Основы технологпп торфяного производства.— М., 1953.

Гребенщикова А. А. О влагоемкости торфов.— Почвоведение, 1956, № 9,
с. 102—103.

Гречищев С. Е. Расчет давления прп промерзании замкнутого талика во-
круг свап.— В кн.: Труды IV совещанпя-семинара по обмену опытом строитель-
ства в суровых климатических условиях. Воркута: изд. Красноярскпромстроп-
НППпроекта, 1966а, с. 2—10.

Гречищев С. Е. Критерии подобия механических процессов в мерзлых по-
родах.— В кн.: Материалы VIII Всесоюз. междуведомств. совсщ. по геокриоло-
гии (мерзлотоведению). Вып 5. Якутск, 19666, с 192—209.

Гречищев С. Е., Чпстотпнов Л. В., Шур Ю. Л. Криогенные фпзпко-гео-
логпческпе процессы и их прогноз.— М.: Недра, 1980.— 382 с.
Гунин П. II. К разработке расчетной схемы пирамидальной свап в
мерзлом грунте.— В кн.: Труды совещ. по проблемам геокрпологпп Забай-
калья. Чита, 1981, с. 27—30.

Гуревич Г. II. О законе деформации твердых п жидких тел.— ЖТФ, 1947,
т. 17, № 2, с. 1491-1502.

Давыдочкпн А. Н. Полевая оценка льдпстостп и просадочности мерзлых
глинистых грунтов.— В кн.: Труды совещ. по инженерно-геологическим свой-
ствам горных пород и методам пх изучения. Т. II, 1957, с. 249—254.

Далматов Б. И. Инструктивные указания по лабораторному определению
устойчивой прочности смерзания грунтов с деревом и бетоном — В кн.: Мате-
риалы по лабораторным исследованиям мерзлых грунтов. Сб. 2. М.: Изд-во
АН СССР, 1953. с. 151 — 161.

Деров А. Ф. Теплозащита торфяных грунтов от промерзания.— Основа-
ния, фундаменты и механика грунтов, 1968, № 6, с. 29—31.

Дерюгин А. Г. О прочности мерзлых торфогрунтов.— В кн.: Исследова-
ния и расчеты заторов и зажоров льда. Л.: Гпдрометеопздат, 1972, с. 132—138.

Диннпк А. II. Сжатие соприкасающихся тел.— Избр. труды, т. I, Киев:
Изд-во АН УССР, 1952.

Доктуровский В. С. Болота и торфяники, развитие и строение их.— М.:
Изд-во НКЗ, 1922.— 222 с.

Доктуровский В. С. Торфяные болота. Происхождение, природа и особен-
ности болот СССР.— М.— Л.: ОНТИ, 1935.— 224 с.

Докучаев В. В. Расчет фундаментов на вечномерзлых грунтах ио предель-
ным состоянпям.— Л.: Стройпздат, 1968.— 119 с.

Докучаев В. В., Маркин К. Ф. Свайные фундаменты в вечномерзлых
грунтах.— Л.: Стройпздат, 1972.— 152 с.

Евгеньев II. Е. Строительство автомобильных дорог через болота.— М.:
Транспорт, 1968.

Ершов Э. Д. Влагонеренос и криогенные текстуры в дисперсных породах.—
М.: Изд-во МГУ, 1979,— 214 с.

Жемочкин Б. Н. Теория упругости.— М.: Госстройпздат, 1957.— 137 с.

Жнмпнскпй И. И. Очерк гидротехнических работ в районе Сибирской же-
лезной дороги.— СПБ.: Изд-во ОЗУ, 1907.— 825 с.

Жигульскнй А. А. Экспериментальные последования сопротпвленпя мерз-
лого грунта сдвигу по боковой поверхности и сжатию под торцом свап.— Тр.
совещания-семинара по обмену опытом строительства в условиях сурового кли-
мата, т. II. Красноярск: изд. КраспоярскпромстройИИИпроекта, 1964, с. 77—91.

Жуков В. Ф. Предпостроечное протаивание многолетнемерзлых горных
пород прп возведении на них сооружений.— М.: Изд-во АН СССР, 1958.— 117 с.

Журков С. Н. Вести. АН СССР, 1957, т. XIII.— 78 с.

Зарецкий Ю. К. Теория консолидации грунтов.— М.: Наука, 1967.— 270 с.

Зарецкий Ю. К.. Чумичев Б. Д. Кратковременная ползучесть льда.—
Новосибирск: Наука, 1982.— 116 с.

Иванов К. Ё. Основы гидрологии болот лесной зоны и расчеты водного
режима.— Л.: Гпдрометеоиздат, 1957.— 112 с.

Иванов Н. С. Тепло- и массоперенос в мерзлых горных породах.— М.:
Наука, 1969.— 239 с.

Иванов Н. С., Чпстотинов Л. В., Мандаров А. А.. Савельева Г. Г. О воз-
можностп определения температурной зависимости содержания незамерзшей
воды по температурам ее фазовых переходов в горпых породах.— В кн.: Мате-
риалы VIII Всесоюз. междуведомств. совещ. по геокриологии (мерзлотоведе-
нию). Вып. 2. Якутск, 1966, с. 38—45.

Ильюшин А. А. Метод аппроксимации для расчета конструкций по лпней-
ной теории термовязкоупругости.— Механика полимеров, 1968, № 2, с. 210
221.

Ильюшин А. А.. Огпбалов П. М. О критерии длительной прочности поли-
меров.— Механика полимеров, 1966, № 6, с. 828—837.

Ильюшин А. А., Победря Б. Е. Основы математической теории термовяз-
коупругости.— М.: Наука, 1970.— 280 с.

Инструкция по проектированию оснований и фундаментов зданий и соору-
жений, возводимых на заторфованных территориях СН-475-75.— М.: Стройпз-
дат, 1976.— 22 с.
Исппрян Р. А., Миронов В. А., Журавлев В. А. Анализ влияния разлпч
пых параметров на теплопроводность мерзлого заторфованного грунта.— В кн.:
Тез. докл. и сообщ. Всесоюз. совещ. «Опыт строительства оснований и фунда-
ментов на вечномерзлых грунтах». М.: изд НИИОСП, 1981, с. 201—202.

Ишлинский А. Ю. Осесимметричная задача пластичности и проба Брпн-
неля.— В кн.: Прикладная математика и механика Т. 8, вып. 3. М.— Л.: Изд-
во АН СССР, 1944, с. 201—224.

Ишлинский А. Ю. Рассмотрение вопросов об устойчивости равновесия
упругих тел с точки зрения математической теории упругости.— Укр. мат.
журн., 1954, т. 6, № 2.

Каган Г. Л. Определение прочностных характерпстпк мерзлого торфа с
учетом скоростного режима деформирования.— В кн.: Нефть и газ Тюмени.
Вып. II. Тюмень, 1971', с. 112—121.

Каган Г. Л., Воевода А. Н. Расчет трасс на промороженных болотах для
транспортировки бурового и промыслового оборудования в Западной Спбирп.—-
Нефтепромысловое строительство, 1974, № 6, с. 10—15.

Кадников В. В., Маслякова В. Н., гаврилов Г. М. и др. Градостроитель-
ное освоение заболоченных территорий северной зоны страны.— Л.: Стройпз-
дат, 1973.— 186 с.

Казарновский Е. Д. К вопросу дорожно-строптельной класспфпкацпп тор-
фяных грунтов.— В кн.: Материалы I Всесоюз. конф, по строительству на тор-
фяных грунтах. Калинин: изд. Калинин полптехн ин-та, 1972, с. 112—126.

Кардымои А. П. О влиянии геометрически простой формы поперечного
сеченпя вмороженных моделей свай на удельное сопротивление сдвигу по боко-
вой поверхности.— В кн.: Строительство в районах Восточной Спбпрп и Край-
него Севера. Вып. 10. Красноярск: изд. КрасноярскпромстройНИИнроекта,
1966, с. 26—35.

Кардымон А. П. Исследование сопротивления грунта сдвигу по боковой
поверхностп вмороженных свай разной формы. Автореф. канд. дне.— Влади-
восток, 1967.— 21 с.

Карпунина А. А. К вопросу о прочностных свойствах засоленных мерзлых
грунтов Якутска.— В кн.: Строительство в районах Восточной Сибири и Край
него Севера. Красноярск изд КраспоярскпромстройНИИпроекта, 1972, № 23.

Кац Н. Я. О типах болот Западно-Сибирской низменности и их географи-
ческой зональности.— Торфяное дело, № 3, 1929, с. 3—15.

Кац Н. Я. Болота и торфяники.— М.: Учпедгиз, 1941.— 399 с.

Киселев М. Ф. Способ определения относительного сжатия мерзлых грун-
тов прп оттапванпп под нагрузками по простейшим физическим характеристи-
кам.— В кн.: Деформацпп оснований при замерзании и оттапванпп грун-
тов. Вып. 19. М.: Госстройиздат, 1952, с. 3—12.

Китайгородский А. И. Порядок и беспорядок в мпре атомов.— М.: Наука,
1977.— 175 с.

Коновалов А. А. К учету изменения температуры вечномерзлого грунта
во времени прп определении его длительной прочности.— В кн.: Строптельство
в районах Восточной Спбпрп п Крайнего Севера. Вып. 29. Красноярск: изд.
КрасноярскпромстройНИИпроекта, 1974, с. 139—151.

Коновалов А. А. К определеншо эффективных значений теплофпзпческпх
характеристик промерзающих и оттаивающих грунтов.— В кн.: Строптельство
в районах Восточной Спбпрп и Крайнего Севера. Вып. 35 Красноярск: пзд.
КрасноярскпромстройНИИпроекта, 1975, с. 163—177.

Коновалов П. А. Устройство фундаментов на заторфованных грунтах.—
М.: Стройпздат, 1980.— 161 с.

Коновалов П. А. Закономерности деформирования оснований, сложенных
заторфованными грунтами: Автореф. докт дне — М.: 1982.— 46 с. (НИИОСП)

Коновалов А. А.. Роман Л. Т. К определению эффективном теплоемкости
промерзающих и оттаивающих грунтов.— В кн.: Строптельство в районах Вос-
точной Сибири и Крайнего Севера. Вып. 23. Красноярск: изд. Красноярскпром-
стройНИИпроекта, 1972. с. 178—186.

Коновалов А. А., Роман Л. Т. О теплофнзпческпх свойствах торфя-
ных грунтов.—Основания, фундаменты и механика грунтов, 1973, № 3,
с. 21—23.
Коновалов А. А., Наумова О. А. О возможности определения количества
незамерзшей воды по зависимости температуры фазовых переходов промерзаю-
щего грунта от влажности.— В кн.: Строительство в районах Восточной Сиби-
ри п Крайнего Севера. Вып. 38. Красноярск: изд. КрасноярскпромстройНИИ-
проекта, 1976, с. 45—68.

Коновалов А. А., Роман Л. Т. Определенпе глубин сезонного промерза-
нпя и оттаивания грунтов в Западной Сибири.— Нефтепромысловое строптель-
ство, 1975а, № 4, с. 8—11.

Коновалов А. А., Роман Л. Т. Определенпе параметров в уравнении дли-
тельной прочности вечномерзлых грунтов.— В кн.: Тез. докл. науч.-техн, со-
вещ. по основаниям и фундаментам (Воркута). М.: изд. НИИОСП, 19756,
с. 87—89.

Коновалов А. А.. Конюшенко А. Г.. Роман Л. Т. Количественная оценка
влияния растворенных солей на температуру начала замерзания грунтовой
влаги.— В кн.: Строительство в районах Восточной Спбпрп и Крайнего Севера.
Вып. 35. Красноярск: пзд. КрасноярскпромстройНИИпроекта, 1975, с. 143—
163.

Константинов И. II.. Махотко С. И., Ли Г. Е. Прогноз температурного ре-
жима намывной насыпи п ее основания.— В кн.: Инженерные псследованпя
мерзлых грунтов. Новосибирск: Наука, 1981, с. 121—134.

Конюхов А. В. О содержании незамерзшей воды в торфяных грунтах.—
В кн.: Тез. докл. Всесоюз. совещ. по основаниям и фундаментам зданий и соо-
ружений на вечномерзлых грунтах. М. изд НИИОСП, 1975, с. 85—88.

Конюхов А. В. Исследование теплофпзических свойств и промерзания
торфяных грунтов в строительных целях.— М.: изд. НИИОСП, 1978.— 20 с.

Корчунов С. С. Теплопроводность торфа.— Торфяная промышленность,
1948, .V» 2, с. 15—19.

Корчунов С. С. Исследование физико механических свойств торфа.— М.—
Л.: 1935,— 235 с.

Костюк Н. С. Физика торфа.— Минск: Высш, шк., 1967.— 290 с.

Кузнецов И. И. Лайды в низовьях Енисея, их строение, образование и
место в классификационной схеме болотно-лесных образований.— Тр. поляр-
ной компе., 1932, № 12, с. 5—40.

Кузнецова Н. П. Изучение болот с точки зренпя дорожного дела.—
М.: Транспздат, 1936.— 95 с.

Кулаков Н. Н. Введение в физику торфа.— М.: Госэпергопздат, 1947.—
230 с.

Лавров В. В. Деформация и прочность льда.— Л.: Гпдрометеопздат,
1969.— 205 с.

Лпштван П. И., Король Н. Т. Основные свойства торфа п методы пх оп-
ределения.— Минск: Паука и техника 1975.— 319 с.

Лиштван И. И., Бровка Г. П., Давидовскпй Н. П. Метод определения теп-
лофпзических характеристик торфа и торфяно-болотных почв.— В кп I Проб-
лемы использования торфа п торфяных месторождений в сельском хозяйстве.
Минск: пзд Ин-та торфа БССР, 1976, с. 245—251.

Лиштван II. И., Бровка Г. П., Давидовскпй П. Н. Исследование фазового
состава воды в торфе прп нпзких температурах.— Коллоид, журн., 1979, т. XI,
№ 6, с. 1095—1099.

Лундин К. П. Осадка торфа под насыпями.— Минск: Всесоюз. науч.-
исслед. пн-т болотного хозяйства, 1935.— 94 с.

Лундин К. П. Водные свойства торфяной залежи — Минск Урожай,
1964.— 211 с.

Лыков А. В. Теория теплопроводности.— М.: Высш, шк., 1968.

Лысенко М. П. Состав и физико-механические свойства грунтов.— М :
Недра, 1972.— 319 с.

Мазуров Г. П. Физико-механические свойства мерзлых грунтов.— Л.:
Стройпздат, 1975.— 215 с.

Манеев А. П. Освоение заторфованных территорий для градостроитель-
ства.— М.: Стройпздат, 1981.

Мартынов С. А. К выводу основного уравнения теплопроводности для
промерзающих и оттаивающих грунтов.— Материалы к основам учения о мерз-
лых зонах земной коры, 1956, вып. 3, с. 121—136.
Маслов II. Н. Основы механики грунтов и инженерной геологии.— М.:
Высш, шк., 1968.

Миронов В. А.. Трофимов В. И. Определение прочностных и деформа-
ционных характеристик мерзлых торфов в условиях естественного залегания.—
В кн.: Тез. догат. и сообщ. Всесоюз. совещ. «Опыт строительства оснований и
фундаментов на вечномерзлых грунтах». М.: изд. НИИОСП, 1981, с. 221—222.

Молчанов Ю. М.. Андриксон Г. А. Термодинамическое определение фак-
тора приведения.— Механика полимеров, 1967, № 4, с. 676—685.

Морарескул Н. Н. Последование оснований и фундаментов сооружений в
торфяных грунтах: Автореф. докт. дне.— Л., 1975.— 32 с. (ЛИСИ)

Морарескул П. Н. Основания и фундаменты в торфяных грунтах.— Л.:
Стройиздат, 1979.— 78 с.

Мосенкис Ю. М. Исследование деформаций зданий на вечномерзлых
грунтах в условиях Забайкальской железной дороги и разработка мероприя-
тий по обеспечению их устойчивости: Автореф. канд. дне.— Владивосток,
1971,— 21 с. (Дальневост. промстройНИИпроект)

Назаров А. Г. О механическом подобии твердых деформируемых тел.—
Ереван: Изд-во АН АрмССР, 1965.— 217 с.

Наумов В. П. Исследование прочностных свойств мерзлого торфа.—
В кн.: Тез. докл. и сообщ. Всесоюз. совещ. «Опыт строительства оснований п
фундаментов на вечномерзлых грунтах» (13—15 октября 1981 г., Воркута).
М.: пзд. НИИОСП, 1981, с. 224—225.

Нейштадт М. Сибирские торфяники.— Мелиорация и торф, 1932, № 1,
с. 43—48.

Нерсесова 3. А. Инструктивные указания по определению количества
незамерзшей воды и льда в мерзлых грунтах.— Материалы по лабораторным
последованиям мерзлых грунтов, 1954, № 2, с. 55—77.

Ордуянц К. С. Устройство железнодорожных насыпей на болотах.— М.:
Трансжелдориздат, 1946.— 247 с.

Орлов В. О. Криогенное пучение тонкодпсперсных грунтов.— М.: Изд-во
АН СССР, 1962.— 188 с.

Павлов А. В. Теплообмен почвы с атмосферой в северных и умеренных
шпротах территории СССР.— Якутск: Кн. изд-во, 1975.— 302 с.

Павлов А. В. Теплофизика ландшафтов.— Новосибирск: Наука, 1979.—
291 с.

Павлов А. В., Прокопьев А. Н. Теплофпзпческие исследования экспери-
ментально намытой насыпп п подстилающих грунтов в пойме р. Лены.— Ипж.
геология, 1982, № 2.— 120 с.

Павлова К. К. Тепловые свойства деятельного слоя болот.— Тр. ГГИ,
1970, вып. 177, с. 211—235.

Паталеев А. В., Алаев Г. С. О величине спл выпучивания фундаментов
в Хабаровске.— Основания, фундаменты и механика грунтов, 1965, № 6,
с. 12—15.

Паундер Э. Ф. Физика льда.— М.: Мир, 1967.— 189 с.

Пекарская Н. К. К вопросу о прочности мерзлых грунтов.— В кн.: Иссле-
дования по фпзпке и механике мерзлых грунтов. М.: Изд-во АН СССР, 1961.—
137 с.

Пекарская Н. К. Прочность мерзлых грунтов при сдвиге и ее зависимость
от температуры.— М.: 11зд-во АН СССР, 1963.— 108 с.

Пигулевская Л. В., Раковский В. Е. Изменение химического состава от-
дельных видов торфа в зависимости от их возраста.— Тр. Ин-та торфа.—
Минск, 1957, т. 6.

Пичугин А. В. Торфяные месторождения и их использование.— М. — Л.:
ОНТИ, 1937.— 108 с.

Пичугин А. В. Торфяные месторождения.— М.: Высш, шк., 1967.— 225 с.

Поклевский-Козел И. И. Методы устройства фундамента на болотах и
плывунах.— Спб., 1896.

Покровский Г. И., Спнелыциков С. II. Определение связанной воды в тор-
фе методом количества замерзающей воды прп О С.— ЖТФ, 1938, т. VIII, № 21.

Полещук В. Л., Роман Л. Т. Предпосылки использования грунтов как
оснований при инженерной подготовке территории намывом в условиях вечной
216
мерзлоты.— В кн.: Тепло- п массообмен в инженерных сооружениях и стро-
ительных материалах в условиях Севера.— Якутск: изд. Якут, ун-та, 1982,
с. 31—42.

Полещук В. Л., Роман Л. Т., Карелин В. И., Бадьянова Л. II. Фундамент.
Авт. свидетельство 821655, 1981, Б. И. № 14.

Поляков В. II. Дороги на болотах.— Сб. Ленпнгр. автомоб.-дор. ин-та,
1932, № 2, с. 38—44.

Попов Л. II. Происхождение бугристых торфяников Енисейско-Газовско-
го междуречья.— В кн.: Реф. науч.-исслед. работ за 1944 г. М., 1945, с. 108—
129.

Порхаев Г. В., Фельдман Г. М., Федорович Д. II. Теплофизика промерза-
ющих и протаивающих грунтов.— М.: Наука, 1964.— 197 с.

Порхаев Г. В. Тепловая анизотропность многолетнемерзлых грунтов.—
В кн.: Материалы к основам учения о мерзлых зонах земной коры. Вып. 6.
М.: Изд-во АН СССР, 1960.

Пчелинцев А. М. Прогноз просадки при оттаивании вечномерзлых грун-
тов.— В кн.: Труды Игар, науч.-исслед. мерзлотной станции. Вып. 1. М.: Изд-во
АН СССР. 1954.

Пьявченко Н. И. Бугристые торфяники.— М.: Изд-во АН СССР, 1955.—
280 с.

Пьявченко Н. II. О типах болот и торфа в болотоведении.— В кн.: Ос-
новные принципы изучения болотных биогеоценозов. Л., 1972.

Раковский В. Е. Химия твердого топлива. Ч. 1.— М.: Пзд-во МХТИ
им. Менделеева, 1939.— 132 с.

Раковский В. Е. Биологически активные вещества торфа.— Тр. Калинин,
полптехн. ин-та, 1967, вып. III.

Ребиндер П. А. О формах связи влаги с материалом.— М.: Профпздат,
1936.

Ребиндер П. А. Адсорбционные слои и их влияние на свойства дисперсных
систем.— Изв. АН БССР. Сер. хим., 1936, № 5.

Регель В. Р. Связь разрушения с подвижностью молекулярных цепей.—
Высокомолекулярные соединения, 1964, № 6, с. 395—405.

Регель В. Р.. Слуцкер А. II., Томашевский Э. Е. Кинетическая природа
прочности твердых тел.— М.: Наука, 1974.— 560 с.

Рейнер М. Реологпя.— М.: Наука, 1965.— 224 с.

Рекомендации по определению теплофпзпческих характеристик торфя-
ных грунтов и расчетам их промерзания и оттаивания.— М.: изд. НИИОСП,
1978.— 54 с.

Роман Л. Т. Фпзико-механпческпе свойства мерзлых и торфяных грун-
тов,— Новосибирск: Наука, 1981.— 134 с,.

Роман Л. Т-, Ильиных В. II. Несущая способность свай с наклонной бо-
ковой поверхностью, работающих в вечномерзлых грунтах.— В кн.: Строи-
тельство в районах Восточной Сибири и Крайнего Севера. Вып. 38. Красно-
ярск: изд. КрасноярскпромстройНИИпроекта, 1976, с. 114—122.

Роман Л. Т., Пахомова Г. М., Наумов В. II. Свая. Авт. свид. № 606926,
1978, Б. И. № 18.

Роман Л. Т., Пахомова Г. М. Исследование иротивопучинпых свойств тор-
фяной пзоляцпп.— В кн.: Строительство в районах Восточной Сибири и Край-
него Севера. Вып. 29. Красноярск: изд. КрасноярскпромстройНИИпроекта,
1974, с. 232—241.

Романенко II. II., Давидовскпй П. Н. Исследование длительного разру-
шения мерзлого торфа.— В кн.: Тез. докл. и сообщ. Всесоюз. совещ. «Опыт
строительства оснований и фундаментов на вечномерзлых грунтах». М.: пзд.
НИИОСП, 1981, с. 226—228.

Романов В. В. Болота и их свойства.— Л.: Гпдрометеопздат, 1953.— 54 с.

Романов В. В. Гидрофизика болот.— Л.: Гпдрометеопздат, 1961.— 359 с.

Рубин Б. А. Курс физпологпп растений.— М.: Высш, шк., 1976.— 576 с.

Руднев В. О химическом составе и свойствах торфа.— Известия Петров-
ской академии, 1889, № 2, с. 159—178.

Руководство по полевым испытаниям свай в вечномерзлых грунтах.— М.:
изд. НИИОСП, 1979 — 32 с.
Руководство по проектированию оснований и фундаментов на вечномерз-
лых грунтах.— М.: Стройпздат, 1980.— 304 с.

Руппенейт К. В. Некоторые вопросы механики горных пород.— М.: Уг-
летехиздат, 1954.— 384 с.

Савельев Б. А. Термина и механика природных льдов.— М.: Наука,
1983.— 223 с.

Садовский А. В. Физико-механические свойства тундрового мохово-тор-
фяного покрова.— В кн.: Материалы к основам учения о мерзлых зонах земной
коры. Вып. 6. М.: Изд-во АН СССР, 1960.

Салтыков Н. И. Основания и фундаменты в районах распространения мно-
голетнемерзлых грунтов,— М.: Изд-вэ АН СССР, 1959.— 206 с.

Семенский Е. П. Технический анализ торфа.— М.: Недра, 1966.— 231 с.

Сергеев А. И. Методика инженерно-геологического изучения торфяных
массивов.— М.: Наука, 1974.— 134 с.

Сергеев В. М. Исследование болот по линии Амурской железной дороги.—
Пзв. ИРГО, 1898, т. XXXIV, вып. 4, с. 483—489.

Сергеев Е. М., Голодковский Г. А. и др. Грунтоведение — М.: Изд-во
МГУ, 1973.

Слепак М. Э. Метод расчета осадок свай в глинистых грунтах. Научно-
технический реферативный сборник. Специальные строительные работы.— М.,
1980, вып. 2, сер. V, с. 17—19.

Сукачев В. Н. Болота, их образование, развитие и свойства.— Птг.,
1915.— 162 с.

Сукачев В. Н. Болота, их образование, развитие и свойства.— М.: Изд-во
НКЗ, 1923.— 128 с.

Сумгин М. И. Условия почвообразования в области вечной мерзлоты.—
Почвоведение, 1931, № 3, с. 5—17.

Строительные нормы и правила. Ч. II, гл. 15. Основания зданий и со-
оружений: СНпП 11-15-74.— М.: Стройпздат, 1975.— 64 с.

Строительные нормы и правила. Ч. II, гл. 18. Основания и фундаменты
па вечномерзлых грунтах: СНпП П-18-76.— М.: Стройиздат, 1977.— 46 с.

Строительство промысловых сооружений на мерзлом торфе.— М.: Недра,
1980.— 144 с.

Танфильев Г. II. Болота и торфяники.— В кн.: Сельскохозяйственная
энциклопедия Деврпсна. Т. I. М., 1900, с. 484—500.

Ткаченко А. А. Дорожно-строительная классификация болот.— Лесн.
журн., 1962, № 5, с. 55—62.

Ткаченко А. А. Расчеты осадок насыпей и исчисление дополнительных
объемов земляных работ прп строительстве автомобильных дорог на болотах.—
М.: изд. ЦНИИЭМ, 1964,— 54 с.

Тутковский П. Геологические исследования вдоль строящейся Кпевско-
Ковальской железной дороги.— Известия Геологического Комитета. М., 1902,
т. 21, № 5-6, с. 325 —486.

Тюремнов С. Н. Торфяные месторождения.— М.— Л.: Гостоптехиздат,
1940.— 372 с.

Тюремнов С. Н. Торфяные месторождения.— М.: Недра, 1976.— 485 с.

Тябин Н. В. Основные уравнения реологпп вязко-пластической среды,—
Коллоид, журн., 1951, т. XIII, вып. 1.

Уржумцев Ю. С., Максимов Р. Л. Прогностика деформатпвности поли-
мерных материалов.— Рига: Знание, 1975.— 416 с.

Уржумцев Ю. С. Прогнозирование длительного сопротивления полимер-
ных материалов.— М.: Наука, 1982.— 222 с.

Успенский Н. Н. Указатель русской литературы по торфу.— М.: НГУ
ВСНХ, 1930.— 409 с.

Успенский Н. Н. Библиографический указатель литературы по торфу
за первую пятилетку.— М.: НТУ ВСНХ, 1934.

Ушкалов В. П. Определение коэффициентов сжимаемости грунтов нена-
рушенной структуры, оттаивающих под давлением.— Тр. НИИОСП, 1955,
№ 26, с. 53-91.

Ушкалов В. П. Исследование работы протаивающих оснований и их рас-
чет по предельным деформациям сооружений,— М.: Изд-во АН СССР, 1962.—
219 с.
Ушкалов В. П., Роман Л. Т. К определению основных характеристик фи-
зических свойств мерзлых и талых заторфованных грунтов и торфов.— В кн.:
Труды VI совещания-семинара ио обмену опытом строительства в суровых
климатических условиях. Красноярск: изд. КрасноярскпромстройНИИпро-
екта. Т. 5, вып. 5, 1970, с. 56—63.

Фарнхэм Р. С. Классификация торфа в Соединенных Штатах.— Л.,
1963.— 23 с.

Федорович Д. И. Методика комплексных теплофпзпческпх исследований
керновых образцов мерзлых грунтов в полевых условиях.— В кн.: Строитель-
ство на вечномерзлых грунтах. Т. 6, вып. 4. Красноярск: изд. Красноярскпром-
стройНИИпроекта, 1968, с. 75—92.

Федорович Д. И., Конюхова А. В. Методика определения тепловых свойств
торфяных грунтов.— В кн.: Тез. докл. Всесоюз. совещ. ио основаниям и фун-
даментам зданий и сооружений на вечномерзлых грунтах (июнь 1975 г., Вор-
кута). М.: изд. НИИОСП. 1975, с. 81—83.

Федоровский В. Т. Расчет напряженно-деформативного состояния много-
слойного полупространства под действием сосредоточенной нагрузки.— Осно-
вания, фундаменты и механика груптов. 1972, № 5.

Федосов А. Е. Прогноз осадок сооружений прп оттаивании грунтов осно-
ваний.— Тр. Ин-та мерзлотоведения, 1944, т. 4, с. 93—124.

Френкель Я. И. Кинетическая теория жидкостей.— М.: Изд-во АН СССР,
1945.

Ферри Дж. Вязкоупругие свойства полпмеров.—- М.: ИЛ, 1953.— 535 с.

Хафизов Р. М. Напряженно-деформатпвнос состояние центрально-на-
груженной сваи в однородном грунте.— Строительство трубопроводов, 1972,
№ 5, с. 21—23.

Хрусталев Л. Н. Научные основы выбора оптимальных решений по обес-
печенпю устойчивости зданий на вечномерзлых грунтах: Автореф. докт. дне.—
М., 1975.— 49 с. (НИИОСП)

Цеева А. Н.. Роман Л. Т. К определению нормативных глубин сезонного
оттаивания и промерзания грунтов для условий Якутской АССР.— В кн.:
Строительство в районах Восточной Сибири п Крайнего Севера. Вып. 43. Крас-
ноярск: изд. КрасноярскпромстройНИИпроекта. 1977, с. 87—95.

Цытович Н. А. Принципы мехаппки мерзлых грунтов.— М.: Пзд-во АН
СССР, 1952.— 168 с.

Цытович Н. А. Инструктивные указания по определению сил сцепленпя
мерзлых грунтов.- В кн.: Материалы по лабораторным исследованиям мерз-
лых грунтов. Сб. 2. М.: Пзд-во АН СССР, 1954, с. 162—175.

Цытович Н. А. Механика грунтов.— М.: Госстройпздат, 1963.— 636 с.

Цытович Н. А. Механика мерзлых грунтов.— М.: Высш, шк., 19/3.—
446 с.

Цытович Н. А. Механика грунтов.— М.: Высш, шк., 1983.— 288 с.

Цытович И. А., Вологдина II. С. Лабораторные последования механиче-
ских свойств мерзлых грунтов.— М.: Изд-во АН СССР, 1936.— 83 с.

Цытович И. А., Тер-Мартиросян 3. Г. Основы прикладной механпкп в
строительстве.— М.: Высш, шк., 1981.— 317 с.

Чаповскпй Е. Г. Лабораторные работы по грунтоведению и механике
грунтов.—- М.: Недра, 1975.— 302 с.

Чертоляс Н. Ф. Оценка прочностных и деформационных свойств связных
грунтов вдавливанием шарового штампа: Автореф. канд. дне.— М., 1977.—
21 с. (МИСИ)

Чудповскии А. Ф. Теплообмен в дисперсных средах.— М.: Изд-во АН
СССР, 1954,— 456 с.

Чураев Н. В. Водные свойства структуры и процессы переноса влаги в
торфе: Автореф. докт. дне.— Мипск, 1961.— 26 с. (Ин-т торфа БССР)

Шапошников М. А. Обеспечение устойчивости насыпей на болотах (при
строительстве дорог).— Автомобильные дороги, 1966, № 8, с. 12—13.

Шапошников М. А. Геотехнические исследования болотных грунтов для
строительства.— Л.: Стройпздат, 1977.— 126 с.

Шукле Л. Реологические проблемы механики грунтов.— Л.: Стройпздат,
1973.— 485 с.
Шушерина Е. П. К методике определения коэффициента оттаивания и
коэффициента уплотнения мерзлых грунтов прп оттаивании.— В кн.: Мате-
риалы по лабораторным исследованиям мерзлых грунтов. М.: Изд-во АН СССР,
1954.

Шушерпна Е. П. Сопротивление мерзлых дисперсных пород и льда разры-
ву в области низких температур (до —60 С).— Мерзлотные исследования, 1974,
вып. 14, с. 179—189.

Шушерпна Е. П., Раневский Б. С., Отрощенко О. П. Исследование тем-
пературных деформаций мерзлых горных пород.— В кн.: Мерзлотные иссле-
дования. Вып. X. М.: Изд-во МГУ, 1970, с. 273—283.

Щебенке В. Ф. Тепловой режим торфяных почв.— В кн.: Труды конфе-
ренций по мелиорации и освоении) болотистых и заболоченных почв.— Минск;
Изд-во АН БССР, 1966, с. 127—163.

Ясинский Ф. С. Теория упругости.— Спо.: Литографированное изд.,
1897.

В15Йор А. XV., БоуепЬигу Н. Т. Сгеер сЬагас1е1тзНс8 о!' Нуо ипДЫигЬеД
с!ауз.— Ргос. 7 111 1С8МРЕ, V — I Мехко, 1969.

Гаг1апе А. М. А геу'юш о! 1Ье епрпсеппд сЬагасХепзИсз о! рса1.— I.
о! 0118 МесЬ. апД ГоинД В1Уййоп РА8СЕ, 1959, V. 85.

Кегз1еп М. 8. ТЬегта! ргорегНз оГ зоИз ВиИ 28 Еи§.— Ехр. 81аНоп Б’ш-
уегзИу о! М1ппе8о1а, 1949.

РгосееДШ^з о( 1йе III—IX 1п1егп СопГ о! 8оП теей ипД ЕоипД.— Еп^.
(1СМГЕ) ХипсЬ, 1953; БопДоп, 1957; Рапе; 1951; Моп1геа1, 1965; Мехюо, 1969;
Мозсомг, 1973; Токуо, 1977.

ТакайазЫ М., Беп М., Тау1ог В., ТоЬокку А. Маз1ег сигуев 1ог зоше ашог-
рЬоиз ро1ушег8.— I. арр1. Ро1утег 8сБ, 1964, у. 4, р. 1549—1562.

Таи Т]оп§-1пе. БеГогтаНоп о! 1Ье гйео1ощса! рагате1ег8 апД ЬагДНпд со-
еШс1еп1з о! с!ауз.— 1УТАМ 81тр. СйепоЫе, 1966.
ОГЛАВЛЕНИЕ

Предисловие........................................................ 3

Глава 1. Современное состояние и задачи исследований мерзлых
торфяных грунтов как оснований сооружений.......................... 7

1.1. Современные представления об основных физических свой-
ствах торфа.................................................. 10

1.2. Состояние исследований физических и механических свойств
мерзлых торфяных грунтов..................................... 15

Глава 2. Физические свойства мерзлых торфяных грунтов......... 16

2.1. Строительная классификация и номенклатура торфяных
грунтов ...................................................... —

2.2. Заторфованность . 20

2.3. Равновесная температура фазовых переходов влаги .... 22

2.4. Водные свойства промерзающих и оттаивающих торфяных
грунтов...................................................... 29

2.4.1. Влияние циклов промерзания — оттаивания на влаго-
емкость .................................................. —

2.4.2. Фазовый состав влаги.............................. —

2.4.3. Водоудержпвающая способность торфа прп оттаивании
и уплотнении............................................. 34

2.4.4. Обобщенные параметры водных свойств............... 38

2.5. Плотность мерзлых и оттаянных торфяных грунтов .... —

2.6. Теплофпзпческие свойства торфяных грунтов прп промерзании
и оттапванпп................................................. 40

2.6.1. Теплопроводность................................ 44

2.6.2. Теплоемкость...................................... 49

2.6.3. Температуропроводность............................ 52

2.7. Изменение объема торфяных грунтов при промерзании. Тем-
пературные деформации ........................................ —

Глава 3. Механические свойства мерзлых торфяных грунтов ... 58

3.1. Ползучесть мерзлых торфяных грунтов на примере испыта-
ния на одноосное сжатие................................. 60

3.2. Одноосное растяжение............................... 65

3.3. Математическое описание процесса деформирования мерзлых
торфяных грунтов........................................ 68

3.4. Эквивалентное сцепление мерзлых торфяных грунтов .... 76

3.5. Компрессионные свойства мерзлых торфяных грунтов ... 91

3.6. Сопротивленце сдвигу по поверхностям смерзания..... 93

3.7. Модуль деформацпп мерзлых торфяных грунтов......... 98

3.8. Мгновенный модуль деформацпп....................... 104

3.9. Температурная граница пластично-мерзлого и твердомерзлого
состояния торфяных грунтов.................................. 107

3.10. Деформацпоные свойства торфяных грунтов при оттаивании
и уплотнении................................................ 110
Глава 4. Закономерности длительной прочности мерзлых торфяных
грунтов ............................................. 120

4.1. Основные предпосылки.................................... —-

4.2. Уравнение длительной прочности мерзлых торфяных грунтов 123

Глава 5. Физическое моделирование при определении прочностных и
деформативных свойств мерзлых торфяных грунтов . . . 137

5.1. Постановка исследований................................... —

5.2. Условия подобия прп определении сопротивления сдвигу’
по поверхностям смерзания.................................... 140

5.3. Рекомендации по определению несущей способности свай в
вечномерзлых грунтах испытанием моделей...................... 153

5.4. Условия подобия при определении эквивалентного сцепления
мерзлых торфяных грунтов сферическими штампами .... 159

Глава 6. Применение методов аналогпй для прогноза деформаций
мерзлых торфяных грунтов.......................................... 162

6.1. Основные предпосылки...................................... —

6.2. Напряженно-временная аналогия........................... 169

6.3. Температурно-временная аналогия......................... 174

6.4. Учет влияния особенностей физических свойств мерзлых тор-
фяных грунтов при построении обобщенной кривой............... 179

6.5. Использование результатов испытаний шариковым штампом
для прогноза деформации мерзлых торфяных грунтов методом
температурно-временной аналогии.............................. 180

6.6. Графический способ обработки опытных данных............. 182

6.7. Результаты экспериментального определения модуля дефор-
мации мерзлых торфяных грунтов методами аналогпй . . . 185

6.8. Сопоставление деформации мерзлого торфа, определенной
плоским штампом и полученной прогнозом по методу' аналогпй 187

Глава 7. Рекомендации но использованию торфяных грунтов как ос-
новании в северных условиях....................................... 191

7.1. Общпе особенностп проектирования оснований на заторфован-
ных участках в районах распространения вечномерзлых грун-
тов ........................................................

7.1.1. Определение несущей способности мерзлых торфяных
грунтов прп первом принципе пх использования как

оснований........................................ 194

7.1.2. Предпосылки расчета торфяных грунтов прп втором
принципе пх использования в качестве оснований . . 198

7.2. Предложения по расчету глубины оттапванпя и промерзания
торфяных грунтов...................................... 200

7.3. Рациональные конструкции фундаментов на мерзлых торфя-
ных основаниях............................................ 202

Заключение...................................................... 208

Литература...................................................... 210
Лидия Тарасовна Роман

МЕРЗЛЫЕ ТОРФЯНЫЕ ГРУНТЫ

КАК ОСНОВАНИЯ СООРУЖЕНИЙ

Утверждено к печати
ордена Трудового Красного Знамени
Институтом мерзлотоведения СО АН СССР

Редактор издательства Н. А. Лившиц

Художник С. Н. Машков

Художественный редактор В. и. Шумаков

Технический редактор Н. М. Бурлаченко

Корректор Г. Д. Смоляк

ПБ № 30176

Сдано в набор 05.01.87. Подписано к печати 19.05.87. МН-05287. Формат 60x90*/,в.

Бумага книжно-журнальная. Обыкновенная гарнитура. Высокая печать. Усл. печ. л. 14.

Уел. кр.-отт. 14. Уч.-изд. л. 15,5- Тираж 1000 экз. Заказ № 613. Цена 2 р. 70 к.

Ордена Трудового Красного Знамени издательство «Наука», Сибирское отделение.

630099, Новосибирск, 99, Советская, 18.

4-я типография издательства «Наука». 630077, Новосибирск, 77, Станиславского, 25.