автореферат диссертации по строительству, 05.23.07, диссертация на тему:Динамическое взаимодействие негрунтовых и грунтовых элементов гидротехнических сооружений, возводимых в сейсмических районах

На правах рукописи

БАХТИН БРОНИСЛАВ МИХАИЛОВИЧ

ДИНАМИЧЕСКОЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ НЕГРУНТОВЫХ И ГРУНТОВЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ГИДРОТЕХНИЧЕСКИХ СООРУЖЕНИЙ, ВОЗВОДИМЫХ В СЕЙСМИЧЕСКИХ РАЙОНАХ

Специальность 05.23.07-гидротехническое строительство

Автореферат диссертации на соискание учёной степени доктора технических наук

Москва - 2005

Работа выполнена в Федеральном государственном образовательном учреждении « Московский государственный университет природообустройетва»

Официальные оппоненты:

Доктор технических наук, Ляпичев Ю.П.

профессор

Доктор технических наук, Фролов М.И.

профессор

Доктор технических наук, Шаблинский Г.Э.

профессор

Ведущая организация ИНПЦ«Союзводпроект»

Защита диссертации состоится 18 апреля 2005 года в 15 часов на заседании диссертационного совета Д 220.045.02

в Московском государственном университете нриродообустройства по адресу: 127550, Москва, ул. Прянишникова, 19, корп. 1, ауд. 201. С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского государственного университета природообустройства

Автореферат разослан.............марта 2005 года.

Учёный секретарь диссертационного совета кандидат технических наук

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Изучаемые конструкции - подпорные стенки, галереи под насыпями, свайные и армогрунтовые конструкции имеют широкое распространение в практике гидротехнического и промышленно-гражданского строительства. Особенность их в том, что по всей площади своего контура (сваи, элементы дисперсного армирования грунтовых сооружений, крупноячеистые армирующие конструкции плотин) либо по большей его части (подпорные стенки и галереи) они взаимодействуют с грунтом. Характер взаимодействия, когда масса грунта многократно превышает массу негрунтовых частей сооружения, весьма сложен, что затрудняет математическое описание их поведения, особенно, при динамических воздействиях.

Ряд исследователей поддерживает точку зрения, согласно которой эти сооружения следует рассматривать как динамические системы, учитывая влияние грунта в виде некоторой присоединённой массы, колеблющейся вместе с конструкцией. Другая точка зрения состоит в том, что определяющим фактором в динамическом взаимодействии конструкции с грунтом является последний. Именно колебания массива грунта определяют и характер движения, и величины нагрузок на конструкцию. Но и здесь существуют определённые противоречия. Многие, например, склонны считать, что динамическое давление грунта на подпорные стенки связано с дополнительными смещениями призм обрушения, формирующихся при смещении этих стенок. Другие полагают, что оно возникает, как реакция неподвижной (или малоподвижной) стенки на смещение частиц фунта в сейсмической волне. Эти два подхода дают принципиально разные результаты и по характеру распределения и по величинам динамических нагрузок. Первый подход заложен в нормативных документах, хотя усилия в конструкции согласно второму оказываются в 2...4 раза ббльшими.

Различия во взглядах на характер взаимодействия между негрунтовыми элементами сооружения и окружающим их грунтом свидетельствуют о недостаточной изученности физической природы этого явления и указывают на необходимость продолжения соответствующих исследований. Очевидно, наиболее репрезентативными были бы результаты изучения поведения реальных сооружений, что, однако, является весьма сложным и дорогостоящим. Достаточно надёжными, хорошо отражающими физику явления, являются результаты исследований поведения физических моделей при условии адекватного воспроизведения как характеристик материалов реальной конструкции и грунта, так и действующих в системе «конструкция-грунт» нагрузок и сил взаимодействия на контактах. Именно такой путь исследования был принят в настоящей работе.

Цель и задачи работы. Цель диссертационной работы состоит в решении научно-технической проблемы проектного обоснования сейсмостойкости гидротехнических сооружений, негрунтовые конструкции которых взаимодейст-

вуют с грунтовыми массивами с изучением характера динамического взаимодействия этих конструкций и вмещающего их массива грунта, и выработкой инженерных решений для определения динамических нагрузок на сооружения при сейсмических воздействиях. В связи с этим в ходе работы были поставлены и решены следующие задачи:

- проанализировать существующие рекомендации по моделированию конструкций сооружений, взаимодействующих с грунтом, и сформулировать требования по воспроизведению на модели силовых факторов как динамических, так и статических;

- разработать модельные материалы, позволяющие воспроизводить поведение бетонных конструкций вплоть до стадии разрушения, а также искусственные грунты с повышенной плотностью и деформативностью;

- усовершенствовать существующие и создать новые оперативные методы определения физико-механических характеристик негрунтовых и грунтовых модельных материалов;

- предложить и внедрить в практику экспериментальных исследований новые методы воспроизведения сейсмических нагрузок, имеющих волновой характер и заданные амплитудно-частотные характеристики;

- разработать конструкцию малогабаритного датчика для определения динамического давления грунта на негрунтовые элементы сооружений при исследованиях на малых моделях;

- используя новую технику исследований провести испытания моделей на ди-камические нагрузки с изучением характера взаимодействия грунта и негрунтовых элементов конструкции;

- на основе анализа полученных результатов разработать либо усовершенствовать инженерные методы расчёта негрунтовых элементов сооружений, взаимодействующих с грунтами засыпок и композитных сооружений типа армогрун-товых конструкций на динамические (сейсмические) воздействия.

Научная новизна методической части работы состоит в том, что созданные автором диссертации новые модельные материалы, методы и приборы для их изучения, способы моделирования сейсмических нагрузок и приборы для измерения динамического давления грунта позволили получить новые сведения о характере динамического поведения негрунтовых конструкций, взаимодействующих с фунтом засыпок. Результаты работы дают возможность проведения модельных исследований на более высоком уровне с воспроизведением волнового характера и частотного состава сейсмического воздействия, позволяя изучить состояние модельного объекта вплоть до стадии разрушения.

В ходе исследований получены некоторые новые критерии и методы моделирования отдельных видов негрунтовых конструкций, взаимодействующих с грунтом, в частности, при изучении работы свай и сооружений из армированного грунта, давшие возможность расширить границы моделирования.

Модельные исследования показали, что динамическое поведение таких конструкций определяется динамическими характеристиками вмещающего

грунтового массива. Динамические характеристики грунтовых подпорных сооружений, армированных крупноячеистыми каркасами, либо с дисперсным армированием могут быть найдены без учёта жесткости армирующих элементов, как для чисто грунтовых конструкций.

Исследования моделей подпорных стенок показали, что при жёстком основании динамическая нагрузка на стенку от грунта имеет распределение, близкое к треугольному с вершиной у подошвы стенки. Аналитическое решение задачи (в волновой постановке) о взаимодействии жёсткой стенки на жёстком основании с грунтом позволило получить зависимость для расчёта этой нагрузки, которая оказывается существенно выше определённой по нормативным документам. Экспериментальные исследования жёстких подпорных стенок на основаниях разной податливости выявили закономерность изменения величины и характера распределения динамического давления грунта с учётом этого фактора, а также с учётом физико-механических характеристик грунта засыпки, геометрии стенки и угла наклона поверхности засыпки.

Эксперименты, посвящённые изучению работы галерей под насыпями позволили установить особенности характера их взаимодействия с сейсмической волной, распространяющейся в фунте, дали возможность построить адекватную расчётную схему взаимодействия конструкции с грунтовым массивом и найти все динамические нагрузки от грунта, необходимые для расчёта сооружения.

Результаты экспериментов на модели плотины из армированного грунта в клинообразном скальном русле выявили особенности характера её динамического поведения, накопления повреждений в конструкции при повторяющихся сейсмических толчках и дали возможность построить расчётную схему устойчивости откосов плотины с учётом пространственности её работы

Таким образом, на основе экспериментальных и теоретических исследований в работе сформулирован ряд научных положений, позволяющих расширить рамки возможностей модельных исследований, уточнить физические представления о характере взаимодействия негрунтовых конструкций сооружений с грунтом и получить расчётные зависимости, необходимые для оценки прочности и устойчивости таких сооружений.

Достоверность результатов исследований. Достоверность результатов экспериментов обусловлена адекватностью принятых критериев моделирования (линейно-упругий характер работы грунта и негрунтовых элементов в ожидаемом диапазоне сейсмических ускорений), нашедшем подтверждение в процессе исследований; использованием апробированных методов и приборов для регистрации относительных деформаций и ускорений; исключением источника систематических ошибок (армирующего эффекта наклеиваемых тен-зорезисторов) при работе с низкомодульными малопрочными материалами; применением новой конструкции датчика динамического давления грунта и метода его калибровки, исключающих влияние «арочного эффекта» в грунте и масштабного фактора на результаты измерений; проведением масштабной

серии экспериментов, подтвердившей правомерность переноса её результатов на натурные объекты.

Достоверность результатов экспериментально- теоретических и теоретических исследований обусловлена адекватностью постановки их задач, подтвержденной в ходе эксперимента, хорошим согласованием с результатами независимых полунатурных опытов и собственных экспериментальных данных

Практическая ценность и значимость работы В работе предложены новые критерии моделирования свайных конструкций и армогрунтовых сооружений, позволившие расширить возможности их экспериментальных исследований

Все предложения по совершенствованию техники модельных экспериментальных исследований доведены автором до практической реализации, позволяя слетать их более дешевыми и оперативными, а результаты этих исследований - более достоверными Приведенные в диссертации результаты могут бьпь использованы для апробации новых теоретических методов расчета аналогичных конструкций На их основе автором получены экспериментально-теоретическое решение задачи определения сейсмического давления фунта на подпорные стенки при разной жесткости основания, простые инженерные методы определения сейсмических нагрузок на подземные протяженные сооружения Разработана достаточно простая методика расчёта устойчивости ар-могрунтовых сооружений с учётом их пространственной работы в узких скальных руслах

Результаты исследований реализованы в проектах ряда гидроузлов, возведенных в зонах повышенной сейсмической активности Курпсайского (Гидропроект), Алаарчинского и Кировского (Киргизгипроводхоз), на р. Малая Алматинка (Казгипроводхоз), а также вошли в учебное пособие «Гидротехнические сооружения» под редакцией Н П Розанова (Москва,Агропромиздат, 1985 год)

Личный вкчад в решение проблемы В работе представлены результаты много пет них исследований, выполненных в лаборатории сейсмостойкости кафедры Гидротехнических сооружений МГУП (МГМИ), а также в Центре гидравлических исследований Гаванского политехнического института под руководством и при личном участии автора, осуществившего постановку задач по всем указанным направлениям, конечный анализ всех полученных результатов, а также сформулировавшего все основные выводы и рекомендации

На разных этапах исследований в них принимали активное участие сотрудники и аспиранты автора В И Думенко, В П Шарков, С Д Самойлов, Е А Овсенюк], В В Пискарев, С А Ясиненцкий и Э С Сааков - при разработке методов монтирования сейсмических воздействий, В П Шарков, Нгуен Ван Хуан В А Ьелохвостов - при разработке и испытаниях датчиков контактного динамического давления грунта, В Л Чернявский, Ю Г Гончаров и - при разработке модельных материалов, В И Думенко,

В.П.Шарков и Рауль Эвора Мендес - при разработке методов испытания материалов. Изучение работы грунтовых сооружений, армированных крупноячеистыми конструкциями было выполнено автором при участии В.П.Шаркова, поведение подпорных стенок при динамических воздействиях изучалось совместно с М.Юсуповым и д.т.н., проф. ГКА.Ксенофонтовым!, работа протяженных подземных сооружений - с В.И.Думенко и С.Д.Самойловым. Исследования несушей способности свай были выполнены совместно с Исабель Кардосо Виера. Опыты по изучению работ модели армогрунтовой плотины при сейсмических нагрузках выполнены совместно с Н.Шералиевым. В анализе и обсуждении результатов этих опытов активное участие принимали д.т.н., проф..Г.М.Каганов, к.т.н., доц, И.М.Евдокимова, д.т.н., проф. В.И.Бронштейн. Автор считает необходимым особо подчеркнуть важную роль заслуженного деятеля науки и техники РСФСР, д.т.н., проф. |Н.П.Розанова| в развитии экспериментальных исследований сейсмостойкости гидротехнических сооружений на кафедре Гидротехнических сооружений МГМИ. Без его ценных советов и постоянной помощи эта работа не могла бы появиться.

Автор выражает глубокую благодарность коллективу кафедры Гидротехнических сооружений МГУП, а также учёным и специалистам, принимавшим участие в обсуждении и апробации работы на всех этапах её выполнения.

На защиту выносятся: расширенные критерии подобия при моделировании свайных конструкций;

новые модельные материалы, физико-механические характеристики которых позволяют изучить поведение бетонных гидротехнических сооружений или их элементов вплоть до стадии разрушения;

комплексный оперативный метод определения физико-механических характеристик хрупких модельных и строительных материалов, дающий возможность получить с малого числа образцов большой объём информации;

новые методы и устройства для воспроизведения на моделях сооружений сейсмического воздействия с учётом его волнового характера, частотного состава и длительности;

конструкция, методика тарировки и рекомендации по применению малогабаритного пьезоэлектрического датчика контактного динамического давления грунта, обеспечивающего достоверность результатов измерения на малых моделях;

положение о доминирующей роли грунта в поведении конструкций гидротехнических и других сооружений, взаимодействующих с фунтами засыпок, позволяющее не учитывать в расчётах на сейсмостойкость их собственные динамические характеристики и использовать упрощённые, квазистатические расчётные методы;

инженерный метод определения динамического давления грунта засыпки на подпорные стенки с учётом податливости основания, геометрии засыпки и физико-механических характеристик грунта;

инженерный метод определения сейсмических нагрузок на подземные протяжённые сооружения типа галерей под насыпями при продольном и поперечном направлениях воздействия;

методика расчёта устойчивости армогрунтовых подпорных сооружений в узких створах при сейсмических воздействиях, с учётом сил взаимодействия на контакте с бортами русла.

Апробация работы. Основные положения настоящей работы неоднократно обсуждались и были одобрены на научно-технических конференциях МГМИ (1978,1979,1982,1984,1986г.г.) и МГУП (1990, 1992,1996,2000г.г.), на Всесоюзных научно-технических координационных совещаниях по гидротехнике в 1973,1975,198], 1982 годах. Выносились на обсуждение широкого круга гидротехнической и научной общественности путём публикации в ж. «Гидротехническое строительство» за 1978,1980,1996,1998,2001,2002гг. и ж. «Строительство и архитектура» (известия ВУЗов) за 1979,1983,1988г.г., ж. «Строительство» (известия ВУЗов) 1995 и 2001 г.г.

Публикации. Список литературы по теме диссертации содержит 23 наименования научных статей и 9 изобретений, подтверждённых авторскими свидетельствами.

Объем и структура диссертации. Работа имеет общий объём 279 страниц машинописного текста, включая 95 рисунков и 15 таблиц. Структурно состоит из введения, дающего общую характеристику работы, шести глав и заключения. Содержит список литературы из 93 наименований и основные условные обозначения

КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении отмечается актуальность темы диссертации, формулируются цель и основные задачи исследований и указываются результаты, которые выносятся на защиту. Приводится краткое содержание диссертации по главам и сообщается о реализации результатов и апробации работы.

Первая глава посвящена особенностям моделирования негрунтовых конструкций сооружений при их взаимодействии с грунтом, представляющего ОДНА' из самых сложных проблем модельных исследований. Требуется воспроизвести на модели свойства грунта как упруго-вязко-пластического тела, свойства материалов негрунтовых конструкций, силы взаимодействия на контактах негрунтовых элементов и грунтовой среды, а также массовые силы и другие активные нагрузки, действующие в сооружении.

Использование для изготовления модели натурных материалов позволяет выполнить три первых условия, однако, лишь при условии подобия напря-женно-леформированного состояния (далее НДС) сооружения от статических и динамических нагрузок и воздействий, в том числе, и от сил собственного веса.

Для удовлетворения последнего условия проводить эксперимент необходимо либо в искусственном гравитационном поле с использованием центрифуги, либо создавать требуемое НДС от статических нагрузок (собственный вес, гидростатическое давление) приложением внешних, не массовых сил.

Другой особенностью модельных исследований негрунтовых конструкций, взаимодействующих с грунтовой средой, является необходимость воспроизведения на модели истории их возведения и нагружения. Без этого невозможен учет, например, роли процесса консолидации грунта, давления грунтовой «рубашки», возникающего при погружении свай и т.д.

Недостатком моделирования с использованием центрифуги являются сложность воспроизведения динамических воздействий и снятия информации с модели, движущейся в пространстве с большой скоростью. Изучение поведения сооружений рассматриваемого вида с учетом и динамических нагрузок проще выполнить на модели в естественном поле ускорений, создав требуемое НДС грунтовой среды от статических сил путем размещения во многих точках модели анкеров и закрепленных к ним гибких тяг. К последним прикладывают усилия, эквивалентные силам веса грунта. К сожалению, ни при одном из указанных методов процесс консолидации не моделируется. Проведение эксперимента в естественном поле ускорений упрощается в случае применения специальных материалов с низкими прочностными характеристиками и повышенными плотностью и деформативностью. При этом особые сложности вызывает моделирование грунтовой среды.

Из сказанного следует, что адекватное воспроизведение всех пространственно-временных процессов, протекающих в реальном сооружении рассматриваемого вида, на малой модели, выполненной даже из натурных материалов, невозможно.

Все это, однако, не означает, что модельные исследования указанных конструкций бесперспективны. Известно, что при работе негрунтовых конструкций, взаимодействующих с грунтом, возможны два основных случая потери сооружением несущей способности: вследствие разрушения этих конструкций от статических и динамических нагрузок со стороны фунта (и массовых сил в самой конструкции) и вследствие потери несущей способности грунтом. В первом случае деформации фунтовой среды невелики, что дает основание рассматривать ее как среду упругую. При этом определение динамических нагрузок на сооружение может быть выполнено в упругой постановке, без воспроизведения НДС от статических сил в грунте и нефунтовых элементах, что существенно облегчает задачу исследователя. Можно отказаться и от моделирования упругих свойств материала конструкции. Модуль упругости бетона на два-три порядка выше модуля упругости вмещающего массива фунта, поэтому бетонные конструкции можно считать абсолютно-жесткими, обеспечивая соотношения указанных величин лишь примерно.

Важным в исследовании динамической работы сооружений является правильный учёт влияния податливости их оснований, обычно характеризуемой

коэффициентами упругого равномерного (CZCX) и упругого неравномерного (Су, Су,) сжатия и сдвига. Податливость основания можно оценить величиной его динамического модуля упругости Ед, поскольку масштаб, например, С2 может быть получен в виде:

где аЕ, а, - масштабы модулей упругости и линейных размеров.

Очевидно, использование Ед в качестве характеристики податливости ограничено условием (1). Действительно, толщина t слоя основания на модели не велика по причинам технического характера, а зависимость (1) справедлива для условий упругого полупространства то есть, в отношении этой величины нарушается требование <2/ = const. Ясно, однако, что деформации основания убывают с глубиной, асимптотически приближаясь к нулю. Видимо, начиная с некоторой величины толщи основания, которую можно назвать «активной зоной», деформации нижележащих слоев не будут заметно сказываться на поведении сооружения. Таким образом, если толщина слоя модельного основания более величины «активной зоны», модуль упругости его материала может служить характеристикой податливости.

Вторая глава посвящена описанию объектов и задач исследований. В числе объектов были наиболее распространенные негрунтовые конструкции гидротехнических и других сооружений, взаимодействующие с грунтом при динамических и статических нагрузках. Изучению некоторых из них посвящено значительное число работ как теоретического, так и экспериментального плана (подпорные стенки), однако, противоречивость результатов этих исследований не позволяет считать вопрос их динамического поведения решенным, особенно, если основанием сооружения являются мягкие фунты. Еще менее изучена динамическая работа протяженных негрунтовых конструкций (трубы, галереи) под насыпями. Практически отсутствуют в научно-технической литературе сведения о динамическом поведении грунтовых сооружений с дисперсным армированием, либо армированных крупноячеистыми каркасами. Изучению несущей способности свайных оснований посвящены многие работы как теоретического плана, так и выполненные в экспериментальной постановке с крупноразмерными сваями. Препятствием для использования малоразмерных физических моделей является недостаточная ясность вопросов моделирования подобных конструкций. Последнее обстоятельство определило выбор забивных свай в качестве одного из объектов наших исследований.

Оценка динамической работы таких, достаточно массивных конструкций как подпорные стенки, галереи и трубы под насыпями часто осуществляется с позиций, противоречащих друг другу Так, по характеру динамического пове-

дения подпорных стенок при землетрясении известны три основных точки зрения. Согласно первой из них в процессе динамического воздействия в грунте засыпки за стенкой формируется призма обрушения (или выпора), давление которой на конструкцию больше, чем в условиях статической работы. Распределение интенсивности его по высоте стенки следует линейному закону при нулевом значении у поверхности засыпки. Величина давления при этом существенно зависит от сдвиговых характеристик грунта засыпки. Другая точка зрения исходит из положения, что сооружение вместе с частью вмещающей его грунтовой среды образует объединенную динамическую систему, которая имеет собственные динамические характеристики, и должна рассматриваться с позиции спектральной динамической теории. Нахождение этих характеристик, однако, является непростой задачей, поскольку не ясен размер массива определяющего величину присоединенной массы грунта. Не ясными являются и вопросы затухания колебаний рассматриваемой системы. Существует и третья точка зрения, согласно которой динамическая работа сооружения, взаимодействующего с грунтом, определяется, главным образом, динамическими свойствами массива грунта, вмещающего сооружение. При этом роль собственных колебаний стенки и связанных с ними резонансных явлений незначительна из-за большой диссипации энергии в грунте. Динамические нагрузки на сооружение от грунта возникают при распространении сейсмической волны в массиве засыпки и основания, как реакция на ограничение перемещений в грунтовой среде со стороны относительно более жесткой стенки. На основе каждого из трех подходов получены расчётные методы, позволяющие определить сейсмические нагрузки от грунта на сооружение. Однако расчеты по разным методам дают существенно отличающиеся друг от друга результаты даже для случая скального основания. Внести ясность в этот вопрос могли бы результаты натурных наблюдений, либо систематические данные экспериментальных исследований на физических моделях. К сожалению, этому препятствует неполнота информации опубликованных материалов. Такого же рода проблемы возникают и в случае подземных протяженных сооружений типа труб и галерей. Все сказанное определило и состав объектов, и задачи настоящих исследований.

В работе рассматривались два типа подпорных стенок - гравитационного типа и уголкового профиля на жестких и податливых основаниях при различных видах сейсмического воздействия. Конструкции исследованных объектов и их размеры ясны из рис.1. Мы полагали, что объекты представляют собой реальные подпорные стенки малого размера, тенденции динамического поведения которых должны быть такими же и для сооружений крупноразмерных. Для проверки этого положения опыты проводились на геометрически подобных стенках разной высоты, представляющих масштабную серию для оценки влияния масштабного фактора. Все модельные объекты были оснащены оригинальными малогабаритными датчиками динамического давления фунта конструкции автора. В ходе опыта регистрировались ускорения колебаний у основания подпорной стенки, на ее гребне и на поверхности грунта засыпки в непо-

срсдственной близости от гребня. В опытах со стенкой Д (рис.1) на тыловую грань стенки, на грань фундаментной плиты со стороны засыпки и ее подошву были наклеены тензорезисторы, позволяющие судить о напряженном состоянии конструкции от сейсмических нагрузок.

Стенки А и Б были установлены в сейсмолотке, позволяющем создавать : армоническое либо импульсное воздействие Для испытания стенок В, Г и Д применялся контейнер, который устанавливали на сейсмоплатформу, работающую в режиме «сейсмического толчка прямого направления» с максимальным начальным ускорением. Другой вид воздействия воспроизводился с помощью разработанного автором «импульсного» метода.

«Жестким» основанием служили стальное днище контейнера, либо бетонные или гипсопесчаные блоки заданной толщины. «Податливое» основание выполнялось из песчаного грунта, либо искусственного материала - смеси песка и резиновой крошки. Эти же материалы использовались как грунты засыпки. Общее число серий опытов с разными подпорными стенками при различных вариациях податливого основания, грунтовой засыпки и видов сейсмического воздействия составило более 35.

При изучении динамической работы галерей под насыпями прототипом явился водовыпуск Нижне-Алаарчинского гидроузла. Двухочковая галерея с максимальной высотой А = 7,0 м и шириной 10,6м, разрезанная швами на секты длиной , расположена так, что наибольшая высота засыпки над верхом галереи составляет . Характеристики грунтов основания и тела плотины приняты одинаковыми

Опыты проводились в сейсмолотке размерами 3,7хЗ,2м на модели, воспроизводящей в масштабе а^ 150 фрагмент плотины длиной 480м с галереей, без моделирования входного и выходного участков. Интенсивность и частотный состав сейсмического воздействия, воспроизводимого «импульсным» методом, по всей площади сейсмолотка были идентичны, с отклонениями значений ускорений, не превышающими 15 %. Одновременно регистрировались ускорения в 4 точках по высоте плотины.

В другой серии опытов на двух моделях одиночной секции галереи, выполненных в масштабе , при соотношении , равном 4,28 изучалось влияние вида продольного сейсмического воздействия на работу конструкции. В сейсмолотке воспроизводили сейсмическое воздействие в виде бегущей продольной волны, либо волны поперечной, распространяющейся снизу вверх. В последнем случае опыты проводили при различных соотношениях /./А, , для чего модель разрезали сначала на 2, а затем на 4 части. Для оценки напряжённого состояния от сейсмических воздействий модель была оснащена тезорезисторами. Регистрировали также ускорения непосредственно над - и под галереей.

Изучение картины взаимодействия галереи с грунтом при поперечном направлении сейсмического воздействия осуществлялось на аналогичной модели одиночной секции. Модель была оснащена датчиками динамического давления грунта. Регистрация относительных деформаций осуществлялась тен-зорезисторами. Расположение точек измерения показано на рис.2.

Прототипом грунтовой плотины, армированной крупноячеистыми каркасами, явилась плотина селехранилища на р. Б. Алматинка с наибольшей высотой 32м. Центральная её часть, перекрывающая русло и пойму, армирована ячеистым каркасом с размерами ячеек 8,5м х 12,8м и толщиной стенок 1,5м. Сейсмическое воздействие воспроизводилось «импульсным» методом в сейс-молотке с размерами 3,7 х 3,2м. Модель была выполнена в масштабе й^=100 и оснащена пьезоакселерометрами для измерения горизонтальных ускорений -рис.3. Задачей этих опытов было изучение характера взаимодействия жесткого каркаса с грунтом засыпки и динамического поведения сложной композитной конструкции в целом.

Момент разрушения перечисленных конструкций при землетрясении определяется потерей несущей способности их негрунтовой составляющей, преимущественно, под действием нагрузок со стороны грунтовой среды. Наибольшие значения этих нагрузок возникают до перехода работы последней в неупругую стадию, что позволило в предыдущих опытах отказаться от моде- • лирования НДС от сил собственного веса. В грунтовых сооружениях с дисперсным армированием, несущая способность которых определяется, главным образом, силами взаимодействия арматуры с грунтом, моделирование нагрузок от собственного веса является обязательным. Все это существенно усложнило как конструкцию модели, так и задачи экспериментальных исследований. В качестве прототипа была принята плотина высотой 4м с водонепроницаемым гибким экраном и вертикальной низовой гранью, поддерживаемой жесткой неразрезной облицовкой, к которой крепится полосовая горизонтальная арматура (рис. 4). Плотина возведена в узком скальном русле трапецеидальной формы с углом наклона бортов 45°.

Модель была выполнена в масштабе из мелкозернистого однород-

ного песка. Расстояние между осями армирующих элементов из металлической фольги (длиной 0,7 высоты модели, толщиной 0,02мм и шириной 10мм) по горизонтали и вертикали составляло 100мм при объемном проценте армирования 0,0014. Сейсмические нагрузки воспроизводились импульсным методом. Реакция сооружения в виде акселерограмм в точках измерения на гребне и напорной грани регистрировалась одновременно с сигналом нагрузки. Динамические характеристики определяли резонансным методом.

Всего в ходе эксперимента были испытаны три объекта: модель, не содержащая анкеров и тяг для воспроизведения сил собственного веса и две модели согласно рис.4. На первой определяли только динамические характеристики конструкции. На второй модели изучалось влияние НДС сооружения от

сил собственного веса О, меняющихся от 0 до С = 1,15 Срасч , на эти характеристики, что позволило, по сравнению с моделью 1, оценить также влияние тяг и анкеров. После достижения указанного значения сил собственного веса эта модель подвергалась многократному сейсмическому воздействию с регистрацией ускорений в точках измерения, и перемещений низовой грани после каждого импульса. Третья модель была испытана только на действие сейсмических нагрузок при постоянном значении сил собственного веса, и являлась контрольной.

В этой же главе рассмотрены особенности моделирования свай, для которых реализовать все требования подобия оказывается сложной технической проблемой даже в предположении линейно-упругой работы фунта. Моделирование взаимодействия свай с фунтом трудно еще и потому, что недостаточно ясна физика этого явления, а неясность физической природы не позволяет выделить и отбросить второстепенные факторы, чтобы облегчить задачу исследователя. В работе приведена гипотеза, описывающая характер взаимодействия в системе «свая-грунт», и базирующаяся на предположении о постоянстве характеристик несвязных фунтов по глубине и кулоновском подходе к определению несущей способности сваи. Проверка достоверности этой гипотезы была выполнена с использованием опубликованных данных о сопротивлении грунта по боковой поверхности сваи, полученных при испытаниях в песчаных фунтах натурных и модельных свай

Все сваи выполнены из стальных труб разных диаметров и длин, их испытания представляют масштабную серию опытов, поставленную в условиях простого подобия. Очевидно, при правильно сформулированных критериях подобия, исходящих из ясного физического представления о характере работы системы «свая-фунт», весьма расходящиеся результаты экспериментов могут быть связаны воедино. Сделать это можно, условно приняв за «натуру» данные одного из опытов и приведя к ней расчетом все другие результаты. Расчёт с использованием таких критериев, сформулированных в диссертации, показал, что при соотношении длины и диаметра сваи расхождения в вели-

чинах сил, пол) ченных экспериментально и расчетом не более 25%, и, моделируя работу жестких свай при вертикальной нафузке, можно офаничиться простым подобием, с пересчетом модельных данных на «натуру» по предложенной методике.

Для изучения работы свайного основания при наклонной или горизонтальной нафузке требуется выполнить условие:

Здесь СХе,(Хк^,С(р - масштабы, соответственно, относительных деформаций,

коэффициентов бокового давления грунта, и плотностей. При удовлетворении этого условия и = 1 масштаб сил трения

где - масштаб углов контактного трения

Заметим, что совпадение расчетных данных с результатами экспериментов, по крайней мере, при относительных длинах свай 20 и более, позволяет рекомендовать предложенную методику для прогнозирования несущей способности свай в песчаных грунтах при вертикальной нагрузке по имеющимся аналогам или по результатам испытаний опытных свай малого сечения.

В третьей главе приводятся сведения о материалах для изготовления моделей бетонных конструкций сооружений и грунтовых массивов оснований и засыпок, особенностях их подбора, технологии изготовления и испытаний

В лаборатории сейсмостойкости МГУП (МГМИ) под руководством автора настоящей диссертации были получены материалы, позволяющие достаточно полно воспроизвести упругие и прочностные свойства бетона при проведении исследований несущей способности объекта на моделях масштаба .200 (новизна разработки подтверждена авторским свидетельством) В

основу их положены водогипсовые (В/Г) композиции, содержащие в качестве утяжелителя порошок свинца и его окислов (С) Порошок свинца (цинка, железа) обладает вяжущими свойствами, что вызывает непропорциональный рост прочности материала на растяжение по сравнению с его прочностью

на сжатие, не позволяя добиться требуемого соотношения

Нейтрализация вяжущих свойств достигается введением в состав исходной смеси минерального масла (М), которое снижает его активность, вызывая понижение модуля упругости и повышение соотношения . Полученная

гамма модельных материалов имеет следующие физико-механические характеристики- плотность модуль упругости коэффициент Пуассона ^ ~ 0,2, пластичность смеси 2 . 3 см осадки стандартного конуса,

Составы такого рода представляют большой интерес при исследовании работы бетонных конструкций, взаимодействующих с грунтом, если потеря несущей способности сооружения может быть вызвана разрушением этих конструкций

аТ = а3ссЕа?, «т = секабара^,

(3)

(4)

Использование материалов с повышенной плотностью и низким модулем упругости при моделировании бетонных конструкций вызывает необходимость в материалах, позволяющих адекватно воспроизвести свойства грунта. Они должны быть более тяжелыми, чем грунты природные, с меньшими скоростями распространения сейсмических волн при сохранении значений углов внутреннего и контактного трения, удельного сцепления и коэффициента Пуассона В наших экспериментах основой таких грунтов служил мелкозернистый песок. Уменьшение скорости сейсмических волн достигалось добавлением к песку резиновой крошки. По мере увеличения её содержания снижается плотность /^искусственного грунта, и скорость распространения в нём продольной сейсмической волны Ьр .В работе приведены зависимости указанных

характеристик модельного грунта от содержания резиновой крошки. Для увеличения плотности таких материалов также может быть использован свинцовый порошок, а для обеспечения равномерности свойств искусственного грунта по всему объему - минеральное масло. Добавка свинца к песку существенно утяжеляет искусственный грунт, практически не влияя на его угол внутреннего фения. Песчано-свинцовая смесь с добавкой масла обладает значительной связностью. Видимо, масло, обволакивая частицы свинца и песчинки, обусловливает возникновение в этой мелкопористой среде капиллярных сип, проявляющихся как силы сцепления.

Создание материалов для моделирования сооружений, где бетонные конструкции взаимодействуют с грунтами, является достаточно сложной задачей. Наибольшие трудности возникают, как правило, в ходе определения физико-механических характеристик Существующие методики и испытательное оборудование рассчитаны на материалы достаточно прочные, и предполагают необходимость испытания значительного числа образцов. Последнее особенно неудобно в ходе перебора пробных составов, когда важны экономия времени, и иногда достаточно дорогих и дефицитных компонентов. В работе приводятся дополнения к существующим методикам испытаний хрупких и грунтовых материалов, позволяющие сделать эти испытания более оперативными и достоверными, в том числе, рекомендации по технике резонансных испытаний образцов из малопрочных низкомодульных материалов.

Удобным способом определения упругих и прочностных характеристик материалов являются предложенные автором статические и динамические (резонансные) испытания по схеме консольной балки. При этом просто могут быть получены статический и динамические модули упругости и сдвига

, прочность на растяжение при изгибе, а также зависимость модуля упругости от уровня напряжений в заделке. В диссертации приведена методика таких исследований. Испытания призматического образца на продольное сжатие с применением предложенного автором усовершенствования позво-

грет

ляют просто получить кроме значения модуля упругости и призменной

прочности величину коэффициента Пуассона

Для достоверного определения прочности на растяжение можно

использовать усовершенствованный автором метод раскалывания призматического (кубического) образца между цилиндрическими опорами. Специальные кондукторы для монтажа образца с цилиндрическими опорами в прессе делают эту операцию предельно простой. В работе показано, что средние растягивающие напряжения <7^, , перпендикулярные плоскости сечения А между

опорами, к которым приложены силы , равны:

где - угол внутреннего трения материала. Для хрупких материалов, с погрешностью до 5%, к = 2,15{/Л + 0,13) при значениях 0,05 <//< 0.3

Проверка достоверности определения указанным методом была про

ведена на двух сериях образцов из эталонного материала с - кубиках и

«восьмёрках». Отклонение средних значений , полученных в каждой из

серий, составило 2% при погрешности определения этой характеристики не более 7% с вероятностью 99% по критерию Стьюдента. Очевидно, указанная методика может использоваться и для определения величины коэффициента Пуассона, если известна прочность материала на растяжение. Предлагаемый комплекс испытаний позволяет оперативно получить с минимального количества образцов всю необходимую информацию.

На этапе подбора модельных грунтов оперативность определения их свойств приобретает особое значение, иногда даже в ущерб точности, поскольку приходится осуществлять перебор многих композиций. О величине внутреннего трения <р можно судить по углу свободного откоса. Точность его определения невелика, однако позволяет оценить тенденции влиянья или иной компоненты в составе изучаемого материала и наметить дальнейшего ее изменения. Удельное сцепление с модельного грунта может быть достаточно быстро определено по высоте его свободного вертикально; о откоса . Если известны значения плотности и угла внутреннего трения (р ,то:

Отклонения в диапазоне дают погрешность в опреде-

лении сцепления грунта не более 20%. При диапазоне углов ^=30"...34 эта

<7разр=Мр=218(45°-<р/2)-Р1А = к-Р/А,

(5)

(6)

погрешность не превысит 6%. Таким образом, метод свободного вертикального откоса позволяет достаточно точно определить величину удельного сцепления модельного грунтового материала. Испытания удобно проводить, используя открытый сверху контейнер с откидывающейся, шарнирно закрепленной вверху вертикальной стенкой, схема и размеры которого приведены в работе.

Условия подобия требуют воспроизведения и таких характеристик модельных грунтов, как динамический модуль упругости Ед или сдвига Сд,

акустическая жесткость р- Ир > , блины сейсмических волн Л , коэффициенты

Пуассона /и и поглощения энергии у/ . Первые пять величин просто найти, если известны скорости распространения сейсмических волн. Технология их определения в натурных условиях хорошо известна. Подобным образом скорости волн могут быть найдены и на модели. Однако для точной оценки этой характеристики грунтовый массив должен иметь достаточно большие размеры. Особые сложности возникают на стадии подбора искусственного модельного грунта, когда формирование массива соответствующих размеров нужно лишь для оценки свойств материала, но требует значительных затрат времени и ресурсов.

На этом этапе указанные характеристики удобно определять с помощью устройства, разработанного при участии автора в лаборатории сейсмостойкости МГУП (МГМИ) и признанного изобретением. Устройство представляет емкость полусферической формы, выполненную из жесткого материала, скорость распространения сейсмических волн в котором на 1...2 порядка выше, чем в испытуемом грунте. В нижней части полусферы установлен опорный акселерометр, там же смонтирован ударник, наносящий удары по поверхности полусферы. Исследуемый грунтовый материал укладывают в емкость вровень с её краями. На поверхности фунта, в центре круга, размещают акселерометр -При включении ударника в материале полусферы возбуждается распространяющаяся с большой скоростью и достигающая всех внутренней поверхности, практически, одновременно. Таким образом, точка этой поверхности становится генератором волн, которые излучаются в грунтовый массив в радиальном направлении. Энергия волн, приходя к центру полусферы, концентрируется, вызывая интенсивные колебания грунта, что дает возможность надежной регистрации сигнала от акселерометра-приемника Разница во времени между моментами вступления сигналов датчиков опорного и приёмника представляет время пробега продольной волны

от каждой точки внутренней поверхности полусферы-излучателя до ее геометрического центра. При радиусе полусферы Я скорость волны составляет: Ур - . Аналогично определяют скорость волны поперечной. Запись коле-

баний грунта позволяет определить параметры их затухания, характеризующие поглощение и рассеяние энергии волн в массиве

Изменение сопротивления несвязных грунтов сдвигающим усилиям при воздействии вибрации неоднократно отмечалось исследователями. Результаты

Ш.Г.Напетваридзе, при вибрации «угол (^ ) устойчивого откоса насыпи (из

сыпучего грунта) уменьшается, однако, до определенного предела, при котором угол устойчивого откоса оказывается на 25%...35% меньше угла {<pt-p)

естественного откоса». Близкие величины можно получить, используя данные П.Л.Иванова о зависимости «условного» угла (<Ц>С ) внутреннего трения сыпучего грунта от интенсивности нормальной составляющей знакопеременной нагрузки. Эти результаты получены при испытаниях грунтовых насыпей па виброллатформе, либо образцов грунта в динамическом стабилометре. В то же время, большие (в разы!) значения снижения сопротивления были зафиксирс ваны при сдвиге металлического штампа по поверхности грунта Cubo], протягивании металлической полосы сквозь массив ф)!'" [Е.М.Перлей] и выдергивании металлических шпунтов [Н.А.Преображенская В этих случаях колебания грунта возбуждались с передачей энергии через волновод - вибрирующий металлический объект. Принято считать, что наиболее достоверными являются результаты стабилометрических испытаний, поскольку именно этот метод наиболее полно отражает реальные условия работы грунта в сооружении. Оценить влияние вибрационной составляющей давления на сопротивление грунта сдвигу можно, используя данные М.Н.Голубцовой, свидетельствующие, что для песков снижение сопротивления сдвигу зависит, главным образом, от соотношения - величин вибрационной и ста

тической составляющих давления. Эта закономерность подтверждается данными П.Л.Иванова и автора (рис 5). В диссертации приводится описание установки, разработанной в лаборатории сейсмостойкости МГУП (МГМИ"1 '' методики определения сопротивления модельных несвязных грунтов сдвиг, при динамических воздействиях.

Учет изменения сопротивления грунта сдвигу при сейсмических ствиях важен как для оценки результатов модельных исследований, теоретическом анализе работы сооружений. Неправильная его оценка к ошибочному прогнозу несущей способности конструкции. Учесть это обстоятельство позволяют данные рис.5, которые могут быть аппроксимнрова

ны зависимостью (7), где fíp / = tg<p,p !t^p . График её на рисунке показан

штриховой линией.

Четвёртая глава посвящена особенностям техники модечьных динамических исследований негрунтовых конструкций сооружений, взаимодействую-

экспериментальных исследований

противоречивы.

Согласно

щих с грунтом. Такие сооружения имеют размеры, соизмеримые с длиной сейсмической волны. Это приводит к необходимости воспроизведения на «малых» моделях, выполненных в масштабе =50...200, волнового характера сейсмического воздействия с преобладающими частотами 50Гц...200Гц. В работе проанализированы возможности известных методов моделирования сейсмического воздействия и показано, что ни один из них не обеспечивает выполнения указанных требований. Автором предложен и реализован «импульсный» метод, позволяющий воспроизвести на модели волновой характер сейсмического воздействия с заданными значениями частоты преобладающих колебаний на поверхности основания модельного объекта. Новизна этих разработок подтверждена пятью авторскими свидетельствами.

Моделируя физико-механические характеристики материалов сооружения и его основания, обычно воспроизводят соотношения модулей упругости Е , плотностей р и коэффициентов Пуассона ¡л , что предполагает и воспроизведение скоростей сейсмических волн. При распространении одного из типов воли в массиве модельного основания частоты его собственных колебаний определяются зависимостью:

где - размер основания в направлении распространения сейсмической волны, к = 1,2,...п

С другой стороны, длина Лр , сейсмической волны в этом массиве определяется как . Возбудив в массиве основания волновой процесс, Р ■ ^ Г • * Г

можно воспроизвести модельное сейсмическое воздействие с наибольшей длиной волны, в четыре раза превышающей размер основания, и спектром частот ка поверхности массива в соответствии с (8). В реальных условиях очаг землетрясения расположен на значительной глубине, и направление распространения сейсмической волны близко к вертикальному, поэтому за размер , определяющий частотный диапазон модельного землетрясения можно принимать толщину слоя основания. Таким образом, «импульсный» метод позволяет создать на модели воздействие, частотный состав которого обусловлен физико-механическими характеристиками материала основания и геометрическими размерами последнего. Преобладание той или иной частоты в спектре модельного воздействия определяется тоном, доминирующим в процессе собственных колебаний основания. В работе показаны способы реализации «импульсного» метода, позволяющие регулировать длительность воздействия и трансформировать его спектр в направлении более высоких или низких частот. При исследованиях сооружений на нескальных основаниях генерирование волны в массиве грунта следует осуществлять путем сообщения импульса силы жесткой пространственной решетке, размещенной в нижней части массива основа-

ния. Скорость распространения волны в ней многократно превышает скорость волны в грунте, поэтому решетка является волноводом, почти мгновенно распределяющим энергию по площади контакта ее с грунтом. Деформация на этом контакте является источником волны сдвига, которая, распространяясь снизу вверх, вызывает собственные колебания массива. Такое «размазывание» энергии удара по площади позволяет получить на поверхности модельного основания достаточно однородное поле ускорений. Так, в наших опытах, при плановых размерах грунтового (песчаного) массива 3,7хЗ,2м., акселерограммы колебаний, записанные в центре и угловых точках поверхности основания, были практически идентичными по характеру, с огличием в величинах ускорений не более 15%.

Реализация «импульсного» метода возможна с применением сейсмоплат-формы, работающей в режиме «сейсмического толчка прямого направления (терминология А.Г. Назарова) с максимальным начальным ускорением. В момент скачка ускорения в грунте модельного основания, на контакте со столом сейсмсплатформы возникает деформация сдвига. Эта деформация является источником поперечной волны, распространяющейся снизу вверх, и формирующей сложную картину колебаний на поверхности модельного основания. Б такой постановке испытания модели при правильно заданных характеристиках материала и размерах основания эквивалентны испытаниям в сейсмолотке «импульсным» методом. Наибольшую сложность при работе с платформой такого типа представляет выполнение условия, при котором ускорение движения стола должно мгновенно, скачком возрасти от нуля до амплитудного значения. Описание устройства (новизна подтверждена авторским свидетельством), обеспечивающего это требование, приведено в работе. Сейсмоплатфор-ма позволяет изучить поведение объекта не только при его взаимодействии г фронтом поперечной сейсмической волны, пришедшей снизу. В случае скального основания она дает возможность промоделировать взаимодействие со оружения и с фронтом продольной волны сжатия или растяжения. Схема таких испытаний приведена в диссертации.

При изучении сейсмостойкости сооружений, взаимодействующих с товыми массивами, достаточно сложной является задача измерения диналч ' . ского давления грунта. Чаще всего для этого применяют датчики с приемы элементом в виде мембраны, прогиб которой пропорционален интенсивности давления грунта. Такие конструкции просты в изготовлении и эксплуатации, надежны, однако, обладают существенным недостатком - относительно малой жесткостью мембраны, обусловленной чувствительностью преобразователя и вторичной аппаратуры. При измерении давления на жесткие конструкции прогиб мембраны опережает деформации грунтового массива на контакте с ней из за образования в фунте вторичных распорных систем; проявляется так называемый «арочный эффект». Влияние его тем больше, чем крупнее частицы грунта по сравнению с размерами мембраны датчика. Кроме того, если размер частиц грунта d близок к диаметру D чувствительного элемента, на прием-

ную поверхность А датчика будет действовать сосредоточенная сила, отнюдь не равная произведению р-А, где р - давление в грунтовой среде. С уменьшением диаметра частиц усилие, воспринимаемое датчиком, все более будет приближаться к величине р-А, а влияние этого обстоятельства - «масштабного фактора» - сокращаться. Для определения истинного значения давления грунта на жесткую конструкцию необходимо равенство деформаций ее материала и чувствительного элемента датчика под нагрузкой. Однако, учитывая, что при малых размерах датчика и очень высокой его жесткости податливость приемного элемента под давлением грунта будет, в основном, определяться податливостью материала конструкции, в которую вмонтирован датчик, «арочный эффект» может быть сведен к минимуму использованием приёмных элементов очень высокой жесткости. Удовлетворяют этому условию датчики с чувствительным элементом на основе пьезокристаллов или пьезокерамики. Пьезоэлементы обладают и рядом недостатков. Это высокая чувствительность к деформациям не только в направлении электрической оси, но и в других направлениях («паразитная» чувствительность) и нелинейность характеристики «деформация - сигнал» в зоне низких частот изменения нагрузки. С учётом сказанного при разработке датчика были поставлены следующие требования.

• Размеры датчика должны обеспечить возможность его использования при малых размерах модельных объектов.

• Размеры чувствительного элемента должны исключить влияние «масштабно -го» фактора на результаты измерения давления в сыпучих мелкозернистых грунтах модели.

• Величина выходного сигнала датчика должна обеспечить уверенное измерение давления грунта от ЮОПа (1г/см2) и выше.

• Конструкция датчика должна исключить влияние «паразитного» сигнала на результаты измерений.

В лаборатории сейсмостойкости МГУП (МГМИ) под руководством автора диссертации создана конструкция датчика (новизна разработки подтверждена авторским свидетельством), позволяющая понизить «паразитный» сигнал до величины не более 1 % от полезного, и вторичного прибора, обеспечивающего линейность характеристики «давление грунта - выходной сигнал» в диапазоне с погрешностью не более 5%.

При испытании разных конструкций датчиков ставились две основные задачи: определение «паразитной» чувствительности к ускорениям и обжатию корпуса при деформациях модельного объекта, в который датчик вмонтирован, и подбор диаметра приемного элемента датчика, позволяющего для грунтовой среды с заданным размером частиц исключить влияние «масштабного фактора». Подробное описание методики испытаний приведено в диссертации. Основой оценки влияния «масштабного фактора» было принято положение, что при достаточно жестком приемном элементе датчика характеристики среды не влияют на результаты измерений, если размер этого

элемента велик по сравнению с размерами частиц среды. Для проведения испытаний было изготовлено предложенное автором тарировочное устройство, основными элементами которого являются камера давления из толстого оргстекла и мембрана для передачи нагрузки от электродинамического возбудителя на рабочее тело (вода или грунт), размещаемое в камере давления. Тарируемый датчик монтировали на крышке камеры так, чтобы плоскость пьезоэлемента совпадала с плоскостью крышки, соприкасающейся с рабочим телом. На первом этапе этих испытаний камеру заполняли водой, а рядом с испытуемым устанавливали эталонный датчик давления жидкости. В камере при разных частотах возбуждения в диапазоне 2Гц...300Гц задавали необходимый уровень динамического давления. На основе этих испытаний строились графики «уровень сигнала датчика - частота» при постоянном давлении и «уровень сигнала - давление» при фиксированных частотах. К сожалению, тарировка датчика непосредственно в грунтовой среде была невозможна в силу отсутствия эталонных приборов, позволяющих при разных частотах надежно задавать интенсивность давления. Оценка влияния «масштабного фактора» была осуществлена, исходя из положения, что в отсутствии этого фактора показания датчика, тарируемого в жидкости - и в

грунтовой среде - при одной и той же величине интенсивности давления

должны быть одинаковыми. Если в процессе тарировки давление жидкости не равно давлению в фунте , то должно соблюдаться соотношение:

где - номер датчика.

При соблюдении этого условия можно утверждать, что влияние «масштабного фактора» ничтожно. Чувствительность датчика определялась как отношение уровня его сигнала к величине давления в жидкости, регистрируемого эталонным прибором. Далее, вместо эталонного устанавливали один из датчиков динамического давления грунта (контрольный) с диаметров приемного элемента D = 20мм, рядом с которым монтировали один из таких же датчиков с диаметрами 8,5; 15; 20мм, а камеру давления заполняли грунтом На контакте приемного элемента с грунтовой средой создавали некоторый постоянный уровень интенсивности динамического давления ргр . Измеряя величины сигналов каждого из испытуемых приборов - и зная величины сигналов у(, , тех же датчиков при постоянном давлении рп в жидкости, вычисляли соотношения и по найденным значениям

строили график , где - средний диаметр частиц

фунта (г/ = 0,21мм). Очевидно, верхняя ветвь этого фафика, параллельная

оси абсцисс, должна соответствовать размерам чувствительного элемента, исключающим влияние «масштабного фактора». В нашем случае уже при D = 15мм это влияние составляло менее 7%, а при D = 20мм

оно было, практически, неощутимым. Видимо, соотношение

можно считать достаточным при измерениях динамического

давления однородной грунтовой среды на ограждения датчиками с жесткими чувствительными элементами.

Изучение НДС сооружений, бетонные конструкции которых взаимодействуют с грунтами, требует использования «эквивалентных» низкомодульных материалов с малой прочностью. Это обстоятельство вызывает затруднения с обычно применяемым в практике подобных исследований методом проволочной тензометрии. Известно, что тензорезистор, наклеенный на элемент сооружения из низкомодульного материала, вызывает локальное увеличение его жесткости, создавая эффект армирования. По указанным причинам величины относительных деформаций, замеренные этим методом, могут значительно отличаться от их фактических значений в конструкции.

Имеющиеся рекомендации Г.Н.Степанова, А.И.Комарова и др. по учету армирующего влияния проволочных тензодатчиков на результаты измерений получены при испытаниях эластичных материалов повышенной прочности. Очевидно, при работе с хрупкими низкопрочными материалами они требуют проверки и корректировки. Автором разработана простая методика тарировки тензорезисторов при испытаниях образцов из низкомодульных материалов. Результаты испытаний хрупких материалов с модулями упругости 840мПа, 570мПа, 476мПа, 250мПа и 104мПа показали, что линейность зависимости напряжений в образце от относительных деформаций при малых значениях нарушается, и тем больше, чем ниже его модуль упругости. По этим данным построен график зависимости коэффициента армирования

- отношения истинного значения относительной деформации

материала к её значению, измеренному тензорезисторами от модуля упругости материала. По мере уменьшения модуля упругости и прочности материала уменьшается точность определения Карц . Видимо, при Е < 200мПа погрешность измерений с применением наклеиваемых тензорезисторов будет недопустимо большой, снижая достоверность получаемых на модели результатов.

В пятой главе приведены результаты экспериментальных исследований перечисленных ранее сооружений.

В опытах с подпорными стенками особое внимание было уделено роли их собственных колебаний. Во всех сериях экспериментов определялись частоты собственных колебаний стенок, установленных на основание свободно, без устройства засыпки, и после укладки фунта за ними. Результаты испытаний моделей серий А и Б (рис.1), проводимых в режиме гармонических колебаний

показали, что низшие частоты собственных колебаний свободной стенки в обоих случаях меньше, чем стенки с грунтовой засыпкой. Таким образом, наличие засыпки, увеличивая жесткость системы «стенка-грунт», является скорее фактором «присоединенной жесткости», чем «присоединенной массы». Эти же опыты показали, что система «стенка-грунт» не обладает выраженными резонансными свойствами: значение давления грунта в момент резонанса лишь на 10... 14% превышает его величину при дорезонансном режиме колебаний.

Для моделей Б, Г и Д в условиях податливых оснований получены значения частоты основного тона без засыпки при наличии гранта за стенкой

, а так же преобладающие частоты колебаний стенок при возбуждении колебаний «импульсным» методом. И здесь наличие засыпки приводите к увеличению собственных частот стенки. Интересно, что преобладающие частоты /3 весьма далеки от частот /ш, /сга , отличаясь от них в 2...5 раз, но близки к частотам основного тона собственных колебаний f0 грунтового массива, вмещающего подпорную стенку. Таким образом, частотный состав колебаний стенки определяется динамическими свойствами вмещающего массива грунта. Высказанные соображения косвенно подтверждаются данными натурных исследований Е.А.Гуляева, который указывает, что периоды свободных колебаний испытанных им подпорных стенок лежат в одном диапазоне с преобладающими периодами колебаний основания во время землетрясений. Совпадение вполне закономерно, поскольку величины преобладающих периодов как раз и определяются динамическими свойствами грунтового массива.

Опыты со стенками А и Б на жестком основании в резонансном режиме показали, что эпюра динамического давления грунта представляет фигуру с нулевым значением у подошвы стенки массивной, либо в месте соединения вертикальной и горизонтальной плит стенки уголковой, и максимальной интенсивностью - вблизи верха конструкции. Это позволяет представить эпюру давления в виде треугольника с вершиной у основания и максимумом у гребня стенки. Величины интенсивностей давления в точках модели А на жёстком основании оказались пропорциональными интенсивности воздействия до величины его ускорения 0^, свидетельствуя, что система «стенка-грунт» работает упруго.

В опытах со стенкой Б отмечено существенное различие величин интенсивности давления и характера его распределения по высоте стенки при разной жесткости основания По мере увеличения податливости (толщины грунтового слоя) максимальные значения давления смещаются к низу стенки, убывают и сами эти значения, что приводит к снижению силы давления грунта. Можно ожидать, что это снижение будет продолжаться, убывая с ростом толщины слоя, пока последняя не превысит некоей величины «активной зоны». Методические опыты по ее определению были выполнены на модельном объекте Г высотою 50см для песчаного слоя с динамическим модулем упругости

Ед — 60мПа и толщиной ? равной 0,2; 0,5; 0,8; 1,0 и 1,2 от высоты стенки /¡(

при «импульсном» сейсмическом воздействии. В каждом из них строили эпюры распределения интенсивности давления, по которым вычисляли значения сил давления . Результаты этих опытов, а также данные, полученные на

стенке Б {кс =25 см), показали, что величины 0( резко падают по мере роста толщины податливого слоя от нуля до . Затем снижение замедляется, и

после давление на стенку стабилизируется. Иначе обстоит дело со

стенкой гравитационного типа, имеющей меньшее соотношение ширины по подошве к высоте, для которой в названном диапазоне изменения толщин податливого слоя основания стабилизация силы давления грунта не произошла, и величина «активной зоны» не была достигнута.

Испытания подпорных стенок А и Б на жестком основании в резонансном режиме показали, что значения интенсивности давления засыпки на вертикальную плиту стенки Б и их величины в сходственных точках заведомо более жесткой стенки А весьма близки. Сходная ситуация наблюдается и при испытаниях в условиях жёсткого основания более крупных объектов - В и Г, нагружаемых «импульсным» методом. Эта близость свидетельствует, что конструкции уголкового профиля при указанном соотношении размеров являются динамически жесткими. Подтверждением являются опыты, в которых стенка уголкового профиля со стороны свободной грани была подкреплена ребрами-контрфорсами, более чем в 5 раз увеличившими изгибную жесткость вертикальной консоли, что не изменило ни характер распределения, ни абсолютные величины давления. Следует подчеркнуть, что речь идет здесь о жесткости самой стенки, а не о жесткости системы «стенка-грунт», которая зависит, в первую очередь, от податливости основания.

Изучение влияния масштабного фактора осуществляли на трех стенках уголкового профиля высотой 25см; 50см и 75см на жестком основании с соотношением модулей упругости материалов основания и стенки и основании податливом с Во всех этих опытах грунт засыпки был одинаковым, с динамическим модулем упругости Нагрузку на малую стенку Б при жестком основании воспроизводили в гармоническом режиме с частотой, равной первой собственной частоте колебаний системы «стенка-грунт»; при основании податливом - «импульсным» методом с ускорением 0,1 g . Стенку Г высотой кс — 50см испытывали с помощью сейс-моплатформы в режиме сейсмического толчка или при воспроизведении воздействия «импульсным» методом. Во всех случаях ускорение колебаний основания достигало . Объект Д высотой (прототипом его являлась подпорная стенка высотою 30м) был испытан в условиях оснований разной податливости, включая названные выше соотношения , и при оди-

маковых с моделью Г способах воспроизведения нагрузки. В этих опытах, ускорения воздействия достигали величины . В случае жесткого основания работа всех модельных объектов (при названных величинах интенсивности сейсмического воздействия) носила линейно-упругий характер. Об этом свидетельствует рост измеряемых величин, пропорциональный увеличению интенсивности воздействия. В случае податливого основания эта линейность для стенки высотою 50см сохранялась до величин ускорения, несколько меньших 0,2 g , а для стенки высотой 75см - до 0,5 g . Здесь явно прослеживается тенденция роста интенсивности воздействия, при которой система «стенка-грунт» работает в линейно-упругой стадии, с увеличением размеров модельного объекта. На рис.6 показаны величины интенсивностей давления грунта, полученные в экспериментах со стенками Б, Г и Д на жестком основании -а и основании податливом с - б и пересчитанные к высоте стенки 1м. Легко видеть, что в последнем случае все опытные точки ложатся весьма близко друг к другу, и могут быть с достаточной точностью аппроксимированы кривой, приведенной на этом рисунке. При жестком основании несколько выпадают данные испытаний на стенки Б, воздействие на которую было высокочастотным гармоническим, не отвечающим реальным условиям землетрясения. Можно считать, что данные, полученные на модельных объектах Г и Д более достоверны.

Приведенные результаты позволяют полагать, что жесткие подпорные стенки уголкового профиля даже при больших ускорениях сейсмического воздействия (до 0^... 1^) работают в линейно-упругой стадии. Это обстоятельство даёт возможность пересчитывать величины сейсмического давления, полученные экспериментально, в натуру. Нужно, правда, отметить, что линейно-упругая работа грунта нарушается вблизи свободной поверхности, а это приводит к некоторому уменьшению интенсивности давления на сооружение в указанной зоне. Ясно, что влияние указанного обстоятельства в большей степени отражается на результатах исследований при малых размерах модельного объекта. Поэтому детальное изучение влияния податливости основания на дни; -мическое давление грунта выполнялось на наиболее крупном из модельных объектов - стенке Д. С целью контроля достоверности получаемых результате в в этих опытах одновременно измеряли и давления, и относительные деформации от сейсмических нагрузок. По эпюрам динамического давления грунта вычисляли значения соответствующих сил давления. Расчетом определяли величины инерционных сил от массы самой стенки, полагая произведение коэффициентов формы и динамичности равным единице. Подпорную стенку рассчитывали на действие указанных нагрузок элементарным методом, сравнивая напряжения, полученные в опытах с расчетными их значениями в соответствующих сечениях. Отклонения во всех точках, кроме расположенных в непосредственной близости от стыка вертикальной и фундаментной плит оказались менее 10 %, и находятся в пределах точности измерений. В указанной зоне на-

пряжения, полученные экспериментально, превышали расчетные на 13 %, что, видимо, обусловлено концентрацией напряжений вблизи жесткого узла соединения плит.

Приведенные результаты свидетельствуют о достаточной достоверности информации, полученной в экспериментах, и позволяют на ее основе прогнозировать поведение подобных конструкций в реальных условиях.

Опыты по изучению влияния угла ОС наклона обратной засыпки за стенкой на динамическое давление фунта были выполнены на модельном объекте Д при основаниях разной податливости ( Еп 1ЕС= 2,0; 0,3; 0.02 И 0,0015), ускорении сейсмического воздействия и углах Они показали, что увеличение сопровождается ростом интенсивности давления грунта с сохранением характера ее распределения по высоте стенки. Это в равной мере относится и к интенсивности давления на фундаментную плиту. Опыты показали также, что податливость основания и геометрия поверхности засыпки не являются взаимозависимыми. Они могут учитываться отдельно друг от друга. Сравнение результатов эксперимента с данными расчёта показывает, что учет угла наклона засыпки по нормативной методике ведет к преувеличению значений расчетной нагрузки, тем большему, чем круче поверхность засыпки наклонена к горизонту.

В экспериментах с моделями галереи под плотиной большое внимание было уделено изучению роли собственных её колебаний. Причиной этого явилась неоднозначность взглядов на характер динамического поведения таких конструкций в системе «сооружение-грунт». Изучение работы галереи при продольном сейсмическом воздействии осуществлялась на модели масштаба В этих экспериментах регистрировались ускорения в четырех точках по высоте плотины в створе водовыпуска и аналогичных точках створа, отстоящего от первого на 80см (120м в натуре). Анализ записей ускорения показывает сходство частотных составов колебаний в разных створах. Интересно, что в спектрах доминируют две достаточно низкие частоты 73Гц и 129Гц при несущественном вкладе высокочастотных составляющих, которые могли бы соответствовать собственным колебаниям галереи. Нет этих составляющих и в спектрах акселерограмм, записанных непосредственно над галереей. Расчёты показывают, что частоты, преобладающие в этих спектрах, обусловлены основными тонами собственных колебаний слоя грунтового основания и грунтовой плотины на упругом основании. То же наблюдается и в опытах на модели одной секции галереи, выполненной в масштабе При продольном

воздействии в работе конструкции доминируют колебания с частотами 23Гц...36Гц, которые явно ниже частот возможных собственных колебаний галереи. С другой стороны, частота колебаний массива грунта, вмещающего галерею, составляет около 24Гц и вполне укладывается в диапазон преобладающих частот. Аналогичные в качественном отношении результаты были

получены и при поперечном направлении воздействия. Все это свидетельствует о доминирующей роли грунтового массива в процессе взаимодействия галереи с грунтом. Динамические нагрузки от грунта на сооружение возникают как реакция на ограничение перемещений в грунтовой среде (при распространении в ней сейсмической волны) со стороны этого сооружения. Заметим, что в опытах на отдельной секции галереи величины относительных деформаций от сейсмического воздействия изменялись пропорционально его интенсивности, вплоть до значения ускорения на модели 0,45g, что указывает на линейно-упругий характер работы системы «галерея-грунт».

НДС галереи при продольном направлении сейсмического воздействия изучалось на моделях одиночной секции для двух условий: в предположении близости объекта к эпицентру землетрясения и при большом эпицентральном расстоянии. Как и следовало ожидать, в первом случае (на фронте продольной волны) напряжения по длине модельного объекта от воздействия с ускорением 0,22g имеют один и тот же знак при максимальном значении 3,1 Н/см2 на расстоянии от начала секции, примерно равном 1/3 ее длины, уменьшаясь к концу до 1,ОН/см2. Указанные значения напряжений получены по первым пикам записей относительных деформаций, которые наблюдаются в течение сотых долей секунды, и не могут, вследствие этого, привести к значительным повреждениям сооружения. Большую опасность должны представлять напряжения, возникающие в конструкции многократно в течение землетрясения, что характерно для второго из названных условий сейсмического воздействия. Значения максимальных напряжений в этом случае оказались вдвое меньше, чем на фронте волны, с изменением знака по длине секции, указывающем на изгиб-ный их характер.

Опыты по изучению влияния длины галереи на величины сейсмических напряжений в ней проводились при трех значениях относительной длины сек ции (отношение длины к высоте): 4,28; 2,14 и 1,07. Они показали, что изменение напряжений в конструкции с ее длиной не следует линейному закону пс мере увеличения последней уменьшается интенсивность прироста напряжений, и с ростом относительной длины секции выше принятой в опытах значительного увеличения уровня напряжений не произойдет. Это позволяет использовать полученные данные для оценки целесообразности той или иной разрезки сооружения швами, исходя из ожидаемого уровня напряжений в конструкции без учета этой разрезки. В проектной практике для оценки таких напряжений используют известную зависимость:

V „ Ед"Тщ>

1л8 Vе?

где Ед - динамический модуль упругости материала сооружения, - скорость продольной волны в грунтовом массиве, Тпр - преобладающий период

сейсмического воздействия, А - сейсмический коэффициент, # =9,81 .м/с2 0\ - коэффициент, учитывающий степень защемления конструкции в фунте. Расчет для модельного объекта при а, = 1 дает аЦ =0,056мПа.. .0,035мПа, тогда как полученное в опытах значение <Г* =0,015мПа. Это расхождение вполне закономерно: при большом соотношении акустических жесткостей материалов конструкции и грунта трудно ожидать близости относительных деформаций на их контакте. Видимо, в нашем случае коэффициент защемления следует принять: а, = 0,27...0,43 . Величина этого параметра должна зависеть и от других

факторов: от сдвиговых характеристик грунта, шероховатости поверхности бетона, наличия или отсутствия гидроизолирующего покрытия. Всё это делает расчеты с использованием коэффициента защемления слишком приблизительными.

При распространении сейсмической волны поперек оси сооружения, можно ожидать возникновения двух видов сейсмических нагрузок со стороны грунта. Галерея, по всему наружному контуру охваченная грунтовым массивом является по отношению к нему жестким телом и не имеет возможностей смещения от грунта: ни поворота вокруг вертикальной оси, ни перемещения по горизонтали. В силу этого она является препятствием для горизонтальных деформаций упругой среды, которые реализуются на контакте с боковыми гранями конструкции в форме динамического давления, нормального к этим граням.

Второй вид нагрузки вызван различием относительных деформаций грунта (егр) и сооружения (£с) при прохождении сейсмической волны. В зоне контакта горизонтальных граней последнего с грунтовым массивом, где соотношение достигает 10... 15, это различие приводит к проскальзыванию

между галереей и грунтом и, соответственно, к возникновению сил трения -касательных сил взаимодействия по этим граням. Разница сил трения по подошве и кровле сооружения вызывает депланацию его поперечного сечения. Такое представление о характере взаимодействия жесткой протяженной конструкции с грунтовой средой не ново, однако количественная оценка второго вида нагрузки является весьма неопределённой.

В наших экспериментах модель была оснащена тензорезисторами, позволяющими регистрировать относительные деформации конструкции в направлении, перпендикулярном ее оси и датчиками динамического давления грунта. Схема расположения точек измерения приведена на рис.2 . Результаты этих опытов показали, что распределение динамического давления грунта по боковым граням галереи подобно распределению давления на подпорную стенку в

условиях жесткого основания. Максимальное значение интенсивности давления - 1,5-Ю'2Н/см2 при ускорении колебаний модельного объекта наблюдалось у верха грани, и близкое к нулю - у ее подножья. На рис.2 приведен график распределения интенсивности этого давления по высоте модели галереи и эпюры напряжений от сейсмического воздействия. Как и следовало ожидать, максимальные величины напряжений (Ги =0,0112мПа (в пересчете на натуру до 0,45мПа при ускорении воздействия 0,^) зарегистрированы в стенках галереи, в местах их сочленения с фундаментной плитой и плитой перекрытия. Расчет конструкции по схеме плоской бесшарнирной рамы, заделанной в жесткое основание (фундаментную плиту) на нагрузку, определенную как площадь эпюры бокового динамического давления дал величины напряжений в заделках почти в 2,5 раза меньше экспериментальных. Это различие вполне согласуется с представленной картиной динамического взаимодействия сооружения с грунтом, где в качестве одного из силовых факторов присутствует касательная сила по кровле галереи, не учтённая в расчёте.

Доя экспериментальной оценки вклада этого фактора в напряженно-деформированное состояние конструкции верхняя грань модели с помощью вертикальных стенок из органического стекла была ограждена от контакта с грунтом при сохранении заданных размеров его массива вне площади горизонтальной проекции галереи. Величины динамического давления по боковой грани конструкции при этом практически не изменились, тогда как максимальные напряжения в ней снизились почти в 3 раза.

Изучение характера динамической работы грунтовой плотины, армированной крупноячеистыми каркасами, осуществлялось на модели, схема которой приведена на рис.3. Опыты проводили в грунтовом сейсмолотке с воспроизведением сейсмического воздействия «импульсным» методом при диапазоне ускорений на поверхности основания модельного объекта В

ходе опытов измеряли ускорения в разных точках по высоте каркаса и на гребне грунтовой части плотины, рядом со стенкой каркаса

Анализ показал, что колебания грунта и жесткого каркаса происходят синхронно, при одинаковых величинах перемещений, когда Это

свидетельствует о работе грунто-ячеистой композитной плотины как единого целого Частота основного тона собственных колебаний конструкции, преобладающая в реакции последней оказалась равной 176Гц. Распределение горизонтальных ускорений по высоте модели близко к линейному, с возрастанием от единицы у основания до 2,5 единиц у гребня. Такое распределение многократно отмечалось исследователями как характерное при изучении динамической работы грунтовых плотин в натуре и на моделях. Расчет сооружения как грунтового клина на податливом основании со средневзвешенными значениями модуля упругости и плотности, учитывающими жёсткость и плотность бетонных конструкций, и без их учёта дал величину частоты основного тона ко-

лебаний для первого случая 360Гц и для второго 162Гц...179Гц. Приведенные данные указывают, что поведение подобных конструкций, в основном, определяется характером работы грунтового массива, и определение их динамических характеристик может проводиться с достаточной степенью приближения без учёта влияния крупноячеистого каркаса.

Исследование поведения плотины из армированного грунта при сейсмических и статических нагрузках выполнено с воспроизведением НДС сооружения от действия сейсмических и статических нагрузок. Моделирование НДС от сил собственного веса осуществляли посредством заложенных в 50 точках модели анкерных шайб (рис.4) с прикрепленными к ним тонкими металлическими тягами. К последним прикладывались усилия, эквивалентные весам грунта расчетных объемов модели, в центрах тяжести которых были заложены анкерные шайбы. Таким образом, модель оказывается пронизанной системой тяг, а НДС ее меняется в процессе опытов в значительных пределах. Эти обстоятельства могут повлиять на характер работы и самой конструкции, и материала модели, вызывая нелинейные эффекты, что входит в противоречие с моделированием сейсмических нагрузок в линейно-упругой постановке. Роль указанных факторов в работе конструкции может быть оценена по степени их влияния на изменение динамических характеристик модели. Формы собственных колебаний, соответствующие им частоты и параметры затухания в опытах определялись резонансным методом с бесконтактным возбуждением через основание модели 1, не содержащей элементов системы статического нагруже-ння и модели 2, в которой воспроизводилась нагрузка О от сил собственного веса. Величина её менялась при испытаниях в пределах . До-

полнительную информацию об этих величинах давало также сопоставление спектров реакции конструкции и соответствующего ей воздействия. Значения частот во всем диапазоне изменения статических нагрузок отличались на ЗГц...5Гц, что находится в пределах точности измерений. Эти результаты показывают, во-первых, незначительное влияние системы статического загруже-ния на поведение модели и, во-вторых, отсутствие проявлений нелинейности работы ее грунта, вызванной изменением НДС от статических нагрузок. Частота первого тона колебаний модели лежит в пределах 120Гц... 140Гц (12гц...14гц в пересчёте на натуру). Расчетные зависимости для грунтовых плотин с учетом их пространственной работы дают значение этой частоты 141 Гц, которая достаточно хорошо согласуется с экспериментом. Это свидетельствует о незначительном влиянии армирующих элементов на динамические свойства материала модели, по крайней мере, в рамках принятого процента армирования.

Приведенные результаты свидетельствуют о линейном характере работы модели в широком диапазоне статических нагрузок. С целью проверки линейности ее при нагрузках сейсмических в диапазоне ускорений были записаны акселерограммы колебаний модели 2 на её гребне (реакция) и у

основания (воздействие). Отношение величин ускорений реакции и воздействия в один и тот же момент времени - коэффициент увеличения колебаний -позволяет судить о резонансных свойствах системы. Ни в одном из опытов он не превысил 2,5, что близко к аналогичным величинам, полученным при испы таниях фунтовых плотин. Значения коэффициента увеличения при ускорениях основания от 0 до 0,9я выросли с 2 до 2,45, оставаясь затем постоянными до ускорения 2,25g что свидетельствует об упругой работе конструкции в указанном диапазоне интенсивности воздействия. Подтверждает упругий характер работы модели в этих опытах и отсутствие существенных нарушений сплошности напорной грани модели, где наблюдались лишь местные подвижки грунта с образованием малых трещин.

Опыты по исследованию поведения плотины из армированного грунта в стадии разрушения проводились на моделях 2 и 3. Доведение до разрушения осуществляли при постоянной нагрузке от собственного веса

путем возбуждения колебаний модели с постепенно возрастающей энергией сейсмических толчков до появления первых ярко выраженных трещин. Мелкие трещины были зафиксированы на гребне модели 2 при ускорении основания 0^ (0,06g - в пересчете на натуру). Траектории их оказались близкими к линии, примыкающей к облицовке низовой грани у бортов русла и проходящей, примерно, по оси гребня в средней его части. При ускорении в основании модели 0,^ на гребне появилась вторая система трещин, проходящая в средней части модели вблизи свободных концов армирующих элементов верхнего яруса и у бортовых примыканий - примерно, в средине гребня (рис.7,а). Одновременно образовались мелкие трещины на напорной грани. При этом не наблюдалось изменения собственных частот колебаний модельного объекта, не было и подвижек облицовки низовой грани, то есть, конструкция не вышла из стадии упругой работы. Дальнейшее нагружение модели осуществляли с ускорением основания, равным (0,^ - в натуре). При каждом последующем импульсе нагрузки наблюдался рост раскрытия этих трещин, сопровождающийся смещениями жесткой облицовки низовой грани. Характерно, что раскрытие трещин и подвижки облицовки фиксировались только в процессе колебаний конструкции. После прекращения очередного динамического воздействия деформации «замораживались». Повреждения напорной грани носили характер локальных оползней с небольшой глубиной подошвы оползневого тела. Трещины концентрировались в зонах расположения анкерных шайб -элементов системы моделирования сил собственного веса. Скачкообразное нарастание деформаций сопровождалось визуально фиксируемым снижением отметок верха массива, отчлененного второй системой трещин и примыкающего к жесткой облицовке, по сравнению с отметкой гребня в других частях модели. Выяснилось также, что ни один из армирующих элементов не был разорван в ходе испытаний, то есть, силы трения на контакте грунта и арматуры были меньше ее разрывного усилия. В опытах не был зафиксирован момент

срыва сопротивления моделей действующим нагрузкам, когда после определенного накопления повреждений в конструкции наступает явно выраженная стадия ее разрушения с полной потерей несушей способности и утратой первоначальной формы. Модель 2 продолжала воспринимать нагрузку собственного веса и сопротивляться сейсмическому воздействию даже при смещениях облицовки низовой грани около Зсм (30см - в натуре). Подобным образом происходило накопление повреждений и при испытании модели 3, в которой вторая система трещин на гребне появились при ускорении в основании 1^.

Анализируя результаты этих исследований, нужно отметить следующее.

• Ускорение сейсмического воздействия (0,12g...0,13g - в натуре) явилось предельным для работы плотины как сплошной монолитной конструкции

• Появление и развитие трещин на гребне не сопровождается опасными нарушениями сплошности верхового клина песчаной плотины с заложением откоса

при многократно повторяющихся сейсмических толчках с ускорением

(0,^ - в натуре). Видимо, в случае устройства водонепроницаемого экрана (или маловодопроницаемого - с эффективным дренажем за ним) откосы из несвязных грунтов даже значительной крутизны являются сейсмостойкими. Конструкция с подобными повреждениями не теряет несущей способности и не исключает возможности ее эксплуатации с одновременным проведением ремонтных работ.

• Скачкообразный характер нарастания деформаций моделей при повторяющихся сейсмических толчках с полным прекращением подвижек между ними свидетельствует о значительном влиянии снижения сопротивления песка сдвигающим усилиям при знакопеременных нагрузках.

• Разборка модели после окончания испытаний при сочетании нагрузки от собственного веса и сейсмической показала, что основная система трещин на гребне модели располагается в средней его части, вблизи свободных концов армирующих элементов, и является следом поверхности обрушения, проходящей по контакту жёсткой облицовки с прочным основанием. Форма этой поверхности близка к кругло-цилиндрической с радиусом Я в пределах 1,6.. .2 от высоты модели

В шестой главе приведены инженерные методы расчёта рассмотренных конструкций, основанные на результатах экспериментальных и аналитических исследований автора.

Результаты экспериментов, изложенные в предыдущей главе, показали, что динамическое давление фунта на подпорную стенку при жестком основании возникает вследствие её упругого взаимодействия с грунтовой средой при прохождении сейсмической волны. С этих позиций вполне логичной представляется форма распределения интенсивности давления, с нулевым его значением у подошвы и возрастанием к гребню стенки. Действительно, задача о взаимодействии подпорной стенки бесконечной протяженности с грунтовым мас-

сивом может быть сведена к задаче о динамических перемещениях на свободной поверхности откоса при распространении в упругой грунтовой среде продольной волны. В этом случае наибольшее перемещение имеет место в верхней части откоса, уменьшаясь до нуля к его подошве. Если положить, что грунтовый откос подперт жесткой стенкой, не допускающей его перемещений, то энергия сейсмической волны проявится в виде динамического давления грунта на стенку, тем большего, чем большими были бы перемещения свободного откоса. Положим, для простоты, что перемещение частиц грунта засыпки в волне подчиняется гармоническому закону с амплитудой и0 и круговой частотой СИ = InI Т„р , где Тпр - преобладающий период колебаний. Максимальное значение интенсивности давления запишем в виде:

q = -mcO)2ug 01)

Здесь mc - приведенная масса грунта, тс = Кус, где К - коэффициент влияния приведенной массы, - равнодействующая удельных

сил веса и сейсмической нагрузки, - угол наклона вектора сейсмического воздействия к горизонтали, А - сейсмический коэффициент, соответствующий расчетной балльности землетрясения. Величина v может быть найдена из зависимости:

Максимальное перемещение грунта определено согласно Ш.Г.Напетваридзе:

1 -Ц , „

(12)

где - координаты на комплексной плоскости, - коэффициент

Пуассона и динамический модуль упругости грунта, - высота стенки, - производная комплексной функции на бесконечности.

- максимальное сейсмическое напряжение в грунте при заданной интенсивности воздействия, - скорость распространения продольной волны. С учетом этого интенсивность сейсмического давления дж на стенку на расстоянии у от ее подошвы:

9* =

AKp2pg2A(a) i-Asmip (1 -¡if

Tnpvp

cos v (1+ /0(1- 2/0

■y-

(13)

Здесь А(а) = 2ТЮ)\£*)1 И - функция, учитывающая углы наклоны тыловой грани стенки к вертикали и поверхности засыпки к горизонтали , представ-

ленная в графической форме на рис.8. С учетом того, что два предпоследних члена зависимости при ^<40° и /¿=0,1...0,3 незначительно отличаются от единицы, выражение (13) может быть записано в виде:

(14)

Значение К по данным наших экспериментов составляет 0,Пс2...0,13с2 и для сыпучих грунтов может быть принято

Силу сейсмического давления на единицу длины стенки можно определить, учитывая линейность распределения его интенсивности:

_Аргр-81А{а)-КМ ^

(15)

Выражения (14,15) позволяют учесть не только плотность грунта, но и его акустическую жёсткость, и частотные характеристики сейсмического воздействия.

К сожалению, задача определения динамического давления грунта даже на жесткую стенку с учетом податливости основания не имеет достаточно простого решения. В то же время, реальные конструкции часто возводятся именно на нескальных основаниях. Мы попытались разрешить проблему экспериментальным путем для стенок наиболее часто встречающегося уголкового профиля. С этой целью результаты измерения интенсивностей давления на стенки Б, Г и Д (рис.1) в разных сериях опытов при различной степени податливости основания были пересчитаны на стенку высотой 30м с модулем упруго-

сти По эпюрам интенсивности давления на вертикальную кон-

соль и фундаментную плиту стенки находили величины соответствующих сил сейсмического давления грунта на единицу длины сооружения, и

точки приложения этих сил. Значения каждого из указанных усилий нормировали по величине силы давления на вертикальную стенку той же высоты, но на жестком основании, вычисленной по зависимости (15). График в координатах ¡2„=/(1п£0) приведен на рис.9. Поле точек, представляющих результаты экспериментов за исключением случая с достаточной степенью точности оказалось возможным описать зависимостью:

которая может быть записана в виде:

Или, принимая во внимание, что в диапазоне модулей упругости бетона Е6 = (23000МПа...30000МПа) 1п Еб =10,04... 10,3,

(18)

Аналогичным способом получены зависимости для определения силы вертикального динамического давления грунта засыпки на фундаментную плиту длиной , и глубины приложения силы динамического давления на вертикальную консоль:

0,075^'Ъ +

(19)

(1 + 0,08 ЕЙ1Е0)

где - отношение длин фундаментной плиты и вертикальной консоли

подпорной стенки,

(20)

2п = й(0,62-0,251п2 £„/|п2 Еб).

Заметим, что здесь величины модулей упругости необходимо принимать в мПа.

Расстояние 1ф от конца фундаментной плиты до точки приложения силы вертикального давления грунта, учитывая линейный характер распределения его интенсивности, может быть принято равным:

1Ф = НЩ

(21)

Ранее было показано, что влияние податливости основания и угла а наклона поверхности засыпки не связаны между собой, поэтому графическая зависимость рис.8 может быть использована для учёта указанных факторов и при основаниях податливых. В аналитической форме она может быть записана в виде:

Таким образом, для определения нагрузок от динамического давления грунта при значениях углов , отличных от нуля, величины усилий, по-

лученные по зависимостям (18,19) следует умножить на соответствующее значение коэффициента Ка в

Для оценки надежности предлагаемых зависимостей нами было выполнено сравнение результатов расчетного и экспериментального определения динамического давления грунта на подпорную стенку высотой 1,5м при сейсмическом воздействии гармонического вида с периодом 0,075с и ускорением у основания стенки- 0,03g. Описание этого эксперимента приведено в работе Г.Н.Карцивадзе, С.В.Медведева и Ш.Г.Напетваридзе ( «Сейсмостойкое строительство за рубежом», Гос. изд-во по строительству, архитектуре и строительным материалам, М. 1962г). Грунтом основания и засыпки в опытах был песок; стенка в основании имела гравийную подушку толщиной 0,5м. Расчет, выполненный с использованием зависимости (18) в предположении, что жесткость гравийной подушки не отличается от жесткости песчаного основания, дал значение силы сейсмического давления 0,52 кН/м на 1м длины стенки. Величина давления, определенная как площадь экспериментальной эпюры, оказалась равной 0,6 кН/м, и на 15 % превышает данные расчета. Дело в том, что фактически стенка стояла на гравийном основании, правда, с ограниченной толщиной и плановыми размерами Если пренебречь последними обстоятельствами, то расчетное значение силы станет 0,73 кН/м, на 22 % выше полученного в эксперименте. Видимо, реально податливость основания имела промежуточное значение, и за расчетную величину силы давления следует принять среднее из двух его значений - 0,62 кН/м, что на 4 % отличается от данных эксперимента. Величина момента этой силы относительно подошвы стенки - 0,45кН.м отличается от экспериментального значения - 0,53кНм на 13%.

Хорошее согласование расчётных данных с экспериментом подтверждает возможность применения рекомендуемых зависимостей для расчета нагрузок от сейсмического давления грунта на жесткие подпорные стенки в условиях оснований различной податливости.

Результаты экспериментов с моделью галереи под насыпью показывают, что динамические нагрузки от грунта на подобные сооружения являются, главным образом, результатом взаимодействия последних с полем сейсмических волн в грунтовой среде, их вмещающей. При прохождении волны вдоль сооружения деформации его значительно меньше деформаций окружающего грунта. На контакте «сооружение - грунт» возникает касательное усилие, препятствующее смещениям грунта относительно сооружения (проскальзыванию) Максимальное значение этого усилия Т, очевидно, не может быть больше силы трения по контакту Препятствуя перемещениям сооружения относительно грунта, она вызывает напряжения сжатия или растяжения в конструкции с площадью поперечного сечения А:

Величина Т может быть получена умножением наружного периметра сооружения Р на среднее значение касательных напряжений на контакте

Т - О, где 3 - угол контактного трения (при шероховатой поверхности

бетона 5 = (р ; (р - угол внутреннего трения г р у н т<Яц)рц - среднее значение нормальных напряжений на контакте с галереей, вызванных бытовым давлением грунта. Эти напряжения могут быть получены делением суммы сил, приложенных к граням галереи и обусловленных бытовым давлением грунта, на сумму площадей этих граней. Для модельного объекта, описанного ранее, расчет по указанным зависимостям дает значение средних напряжений для моло-

ли, нормальных

касательных,

соответственно:

' пор 1

<М = 8,54/7*; и

=6,6кПа . При длине периметра сечения Рм = 0,684лг величина касатель ного усилия Тм = 4,5 \кН на длине модели 1м. Значение продольных напряжений от этого усилия в поперечном сечении модели галереи с площадью

Ам =0,0164 м2 равно: Величина продольных напряжений

оказалась весьма малой, по сравнению с опытным значением (0,015мПа). Дело в том, что протяженное подземное сооружение при землетрясении является проводником, в котором, как и в упругой грунтовой среде, распространяются сейсмические волны Определение соответствующих напряжений в конструкции может быть выполнено по известной зависимости:

„В_4.\/ „,,СГ (24)

где все обозначения - прежние, индекс (с) означает, что данная характерно г;'!. ■

относится к сооружению. Волновые напряжения в модельной

составляют (0,013...0,0085)мПа, в среднем, 0,011мПа. Суммарное значение сейсмических напряжений от двух указанных факторов:

(Гс ц — (г[м + = 0,0165мПа достаточно близко к их величине, полученной в эксперименте (отклонение 10%).

Расчет напряженного состояния галереи при поперечном направлении сейсмического воздействия может быть просто выполнен методами строительной механики, если известны нагрузки на сооружение Основными из них, как показал эксперимент, являются боковое динамическое_(сейсмическое) давление фунта и горизонтальная касательная сила в плоскости перекрытия. Первая

и

из этих нагрузок может быть найдена, учитывая, что взаимодействие галереи с грунтом подобно взаимодействию с ним жесткой подпорной стенки на жестком основании, и эпюра интенсивности динамического давления грунта близка по форме к треугольнику с вершиной у подошвы галереи. Интенсивность qc в любой точке может быть определено по зависимости (14), в которой значение у нужно принимать равным расстоянию от подошвы галереи до рассматриваемой точки. При величинах преобладающих периодов Тпр = (0,043...0,027)с и воздействии с А =0,15 значение дс у верха галереи

равно 0,01 ЗН/см2...0,016Н/см2, что практически совпадает с экспериментально найденным - 0,015Н/см2

Форма эпюры бокового динамического давления свидетельствует о незначительной разнице смещений грунта и сооружения у подошвы галереи и о большом их различии в зоне верхней грани. Очевидно, вдоль последней должны развиться силы взаимодействия, стремящиеся уравнять или хотя бы уменьшить эту разницу. Подобная схема взаимодействия характерна для условий работы жесткого штампа, находящегося внутри грунтового массива при повороте этого штампа вокруг нижнего ребра на некоторый угол а. Ясно, что причины для такого поворота в грунте у галереи нет. Здесь возникает локальное искривление волнового поля, и происходит не поворот «штампа» относительно грунта, а поворот волнового поля относительно «штампа». Можно полагать, что результаты взаимодействия для этих двух случаев будут одинаковыми. При этом верхняя грань штампа как бы смещается на величину в плоскости, близкой к горизонтальной, и на боковую грань действует реактивное давление с нулевой интенсивностью у нижней и максимальной - у верхней горизонтальных граней. Такая задача решена Н К.Снитко методом коэффициентов постели. Принятая схема предполагает, что кроме силы () динамического давления грунта, действующей на боковую грань сооружения, возникает касательная сила , приложенная в плоскости его верхней горизонтальной поверхности. Значения сил и

могут быть выражены через средние значения интенсивности бокового давления и касательных напряжений . Зависимость между средней интенсивностью бокового давления ц и углом поворота а может быть записана в виде- с/ = аСа, где Са - коэффициент постели на «чистый» поворот штампа: Са = (0,4й( /3)С ; (Х~ Д/А( ; С - обобщенный коэффициент постел™ Тог™,

Средняя величина касательных напряжений по верхней грани галереи:

Г = АСх , где Сх - коэффициент постетти сдвига: Сл = 0,1С ■ С учетом последнего выражения получим: и

Г= 5,25 ц. (26)

В работе системы «галерея-грунт» должен присутствовать еще один фактор силового взаимодействия - вертикальное динамическое давление грунта на верхнюю грань сооружения, обусловленное поворотом ее на угол , как реакция грунтовой среды на этот поворот. Определение усилия может быть выполнено с использованием этих же зависимостей только приближенно, поскольку смещение верхней грани не является «чистым» ее поворотом. С учетом того, что средняя интенсивности чав ления на верхнюю грань:

(27)

Очевидно, определение любых двух из трех обозначенных силовых факторов возможно, если известен третий. Для нашей задачи известным является боковое давление грунта, которое может быть найдено по зависимости (14). На модели среднее значение его интенсивности равно 0,0075Н/см2. откуда среднее значение касательных напряжений по верхней грани Г — 0,039 Н/си'' Касательное усилие. приходящееся на _ один погонный метр К'Лере:'

. Среднее значение интенсивности давления тою грань составляет 0,04Н/см2. Расчет конструкции на эти нагрузки по схг'/ бесшарнирной рамы, заделанной в жесткое основание, дал значение мальных напряжений в нижней части боковой стенки, равное 0,0115мПа, что менее чем на 10 % отличается от величины соответствующих напряжений, замеренных в эксперименте.

Таким образом, приведенная методика позволяет найти нагрузки и оцс нить напряженное состояние протяженных сооружений в грунте при сейсмических воздействиях с удовлетворительной для инженерных расчетов точностью.

Приведенная ранее картина разрушения плотины из армированного грунта позволяет полагать, что для описания поведения сооружения высотой h под указанными нагрузками применима модель кругло-цилиндрического отвердевшего отсека обрушения Поверхность скольжения этого отсека с ра

диусом проходит в русловой части плотины через сочленение жест-

кой облицовки и скального основания и точку, расположенную у свободного конца армирующих элементов верхнего яруса. При этом предполагается, что силы трения по контакту арматуры с грунтом в пределах отсека обрушения являются внутренними, и не влияют на устойчивость последнего. Удерживающими, кроме сил сопротивления на поверхности скольжения, являются лишь силы трения, развивающиеся за пределами оползающего отсека на контакте грунта с арматурой по мере выдергивания последней из грунтового массива -рис.7.б. Очевидно, применение этой модели возможно лишь в случае весьма гибких армирующих элементов, когда их сопротивлением срезу на поверхности скольжения можно пренебречь.

При проведении расчетов устойчивости отсек обрушения разбивают, как показано на рис. 10,а, вертикальными плоскостями, параллельными оси плотины. Усилия на контакте каждого элемента с массивом тела плотины и силы трения по контактам арматуры с грунтом определяют по зависимостям на рис.10 при /, = 1 . Значение обобщенного коэффициента запаса устойчивости против сдвига:

Результаты расчета устойчивости для руслового сечения плотины (плоская задача) и условий, показанных на рис.10,а,б,в свидетельствуют , что в этом случае даже без учета сейсмического воздействия Учёт

сейсмических сил при коэффициенте сейсмичности снижает значение

до 0,86, а с учётом влияния вибрации на сопротивление песка сдвигу Кс =0,68, что указывает на неустойчивость откоса. Между тем, модель была вполне устойчивой как при статической нагрузке, так и при землетрясении указанной интенсивности. Полученные результаты могут быть объяснены тем, что в расчётах не учтены факторы, сильно влияющие на устойчивость сооружения. Одним из них является следующее.

В ходе опытов было замечено, что модельный грунт - песок с коэффициентом неоднородности около 2 и средним диаметром 0,22мм при весовой влажности 2% способен держать вертикальный откос значительной высоты. Это указывает на наличие кажущегося сцепления с, величина которого для грунта модели составляла а в пересчете на натуру

Учет сил сцепления увеличил до 1,09 при действии только статических нагрузок. При действии дополнительно к ним инерционных сил и влиянии вибрации А'г=0,78.. Видимо, это расхождение с экспериментом вызвано игнорированием факторов, обусловленных пространственным характером работы

плотины, таких как неравномерность распределения масс оползающего отсек?. по длине плотины, наличие сил трения на контакте с береговыми склонами, вызванных весом частей отсека обрушения над бортами русла Не учтены также дополнительные силы трения на этом контакте, возникающие в связи с распором в отсеке обрушения, который, смешаясь вниз в клиновидном русле, обжимается бортами последнего. Для учета пространственной работы сооружения вес каждого из элементарных объёмов определяют, исходя из реалъ-

ных его размеров - площади поперечного сечения и средней длины , что позволяет принять во внимание неравномерность распределения масс вдоль створа плотины. Аналогичным образом находят моменты сил сцепления С, на контактной поверхности т1 каждого из этих объемов с массивом тела плотины. Моменты сил трения по поверхностям армирующих элементов за пределами отсека обрушения определяют из реальных размеров и количества полос в каждом поясе армирования. Моменты сил трения, возникающих на контакте отсека обрушения с береговыми склонами, от веса береговых частей отсека находят согласно рис.11. Вес С, каждого из элементарных объемов, заключенного между линией склона и вертикалью, проведенной из точки пересечения этой линии с горизонталью, ограничивающей рассматриваемый элементарный объем снизу может быть разложен на составляющие: , направленные вдоль

берегового склона, и - по нормали к нему. Первая вызывает смешение

отсека обрушения, вторая - появление сил трения вдоль склона, препятствующих этому смещению. Разложив, в свою очередь, сипы на составляющие - горизонтальные и вертикальные: , и помня, чте горизонтальные силы, параллельные створу, не создают моментов относительно принятой оси вращения, получим

сил трения на контакте оползающего отсека с береговыми склонами, вызва-ных распором грунта может быть осуществлен отдельно для каждого из элементарных объемов. Очевидно, в начальный момент формирования поверхности скольжения величина перемещения этого отсека книзу весьма мала Силы

распора в это время определяются бытовым давлением грунта в пределах каждого из элементарных объемов при коэффициенте бокового давления покоя К( =1 — вш^,. Моменты этих сил можно найти согласно рис 11. Составляю

щая силы распора удерживает отсек обрушения, составляющая вы-

зывает появление сил трения вдоль поверхности склона: Разложив и по горизонтали и вертикали, найдем их компоненты , создающие

моменты относительно оси вращения, и сами моменты. Ясно, что при расчете устойчивости величины этих моментов следует определять для каждого из берегов с учетом топографических и геологических особенностей долины.

Значение обобщенного коэффициента запаса против сдвига в пространственной постановке может быть получено следующим образом:

(29)

Расчеты, выполненные с использованием «статических» значений параметров сопротивления сдвигу по зависимости (29) без сейсмических нагрузок показали, что учет сил взаимодействия отсека обрушения с бортами русла увеличивает коэффициент запаса до величины 1,12. Включение в расчет сейсмических сил с интенсивностью А = 0,13 при «статических» параметрах трения

(р и §а снизило значение Кс до 1,024. Это говорит об устойчивости конструкции при таком землетрясении и явно противоречит экспериментальным данным. И лишь понижение параметров трения до «динамических» значений вызвало уменьшение К до 0,84. При такой величине коэффициента запаса

сооружение должно подвергаться разрушению, что и наблюдалось в опытах -на начальном этапе в виде появления трещин, и скачкообразном их развитии при последующих сейсмических толчках. Хорошее соответствие результатов расчета плотины из армированного грунта в жестком клинообразном русле с данными экспериментальных исследований свидетельствует о возможности применения предлагаемой расчётной схемы, позволяющей учесть силы взаи-сооружения с береговыми склонами. В заключении приводятся результаты диссертации и общие выводы, а также сведения о научной достоверности и области применения результатов.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

Решение проблемы расчётного обоснования сейсмостойкости гидротехнических сооружений, негрунтовые конструкции которых взаимодействуют с грунтовыми массивами получено на основе результатов диссертационной работы, носящих научно-методический характер и позволивших обеспечить достоверность экспериментальных данных о поведении сооружений в условиях землетрясения, и базирующихся на них результатов экспериментально-теоретических и аналитических исследований.

Основными научно-методическими являются следующие результаты: - обоснованы критерии моделирования таких сооружений; правомерность их использования подтверждена характером работы модельных объектов в

широком диапазоне изменения действующих нагрузок, данными испытаний масштабной серии моделей и хорошим согласованием величины силы динамического давления грунта на стенку, рассчитанной по экспериментально-теоретическим зависимостям автора с данными полунатурных исследований;

- впервые получены материалы, позволяющие на малых моделях воспроизвести упругие и прочностные характеристики бетона и проводить модельные исследования сооружений вплоть до стадии разрушения, с обоснованной оценкой их несущей способности;

- разработаны и внедрены в практику новые методы и устройства для определения физико-механических характеристик низкомодульных хрупких материалов с малой прочностью и искусственных модельных фунтов, значи тельно ускоряющие и удешевляющие процесс подбора их составов, обладающих заданными свойствами;

- решена задача надёжного измерения относительных деформаций модельных объектов, выполненных из низкомодульных материалов малой прочности методом проволочной тензометрии, с исключением влияния армирующего эффекта наклеиваемых тензорезисторов;

- теоретически обоснован и внедрён в практику исследований новый «импульсный» метод моделирования сейсмического воздействия, позволяющий воспроизвести волновой его характер и требуемый по условиям подобия частотный состав колебаний, созданы установки для реализации метода в условиях скальных и грунтовых оснований;

- созданы пьезоэлектрический датчик динамического давления грунта на ограждающие конструкции, методика его исследования и калибровки, а также испытательный стенд , позволившие уверенно осуществлять измерения вели чин давления на малых моделях в широком диапазоне изменения частот дина мического воздействия;

- установлена зависимость изменения коэффициента сопротивления песчаных фунтов сдвигу от соотношения статических и динамических напряжений в фунте.

Разработанные методика и техника моделирования дали возможность получить следующие новые сведения о характере динамического взаимодействия нефунтовых и фунтовых элементов сооружений:

- динамическое поведение бетонных конструкций сооружений, взаимодействующих с фунтом, в рассмотренных фаничных условиях определятся, преимущественно, динамическими свойствами массива фунта, их вмещающего;

- по форме распределение интенсивности динамического давления фунта на подпорные стенки массивные и уголкового профиля на жёстком основании близко к треугольнику, с минимальным значением вблизи подошвы стенки;

- рост податливости основания приводит к уменьшению динамического давления в верхней части уголковой подпорной стенки и его увеличению в

нижней части; опыты, выполненные в широком диапазоне изменения податливости, позволили выявить закономерность влияния этого фактора;

- геометрия подпорной стенки и поверхности фунтовой засыпки за ней существенно влияет на величину силы динамического грунта; степень этого влияния мало зависит от податливости основания;

- напряжения в галерее под насыпью при взаимодействии конструкции с фронтом сейсмической волны, распространяющейся вдоль её оси значительно (примерно вдвое) больше напряжений при стационарном сейсмическом воздействии;

при продольном воздействии величины максимальных сейсмических напряжений в секции галереи, выделенной деформационными швами, зависят от относительной длины секции (отношение длины секции к высоте галереи достигая набольшего значения при и оставаясь постоянными при

дальнейшем увеличении расстояния между швами;

напряженно-деформированное состояние галереи прямоугольного сечения от поперечного сейсмического воздействия определяется силами динамического давления грунта на боковую и верхнюю грани и касательными силами взаимодействия, действующими в плоскостях горизонтальных граней сооружения;

- крупноячеистое и дисперсное армирование рассмотренных в работе грунтовых сооружений практически не влияет на их динамические характеристики, которые можно определять расчётом как для фунтовых конструкций без армирования;

ускорение сейсмического воздействия 0,^...0,^ (на модели явилось предельным для работы плотины из армированного несвязного грунта как сплошной монолитной конструкции, однако появление и развитие трещин на не сопровождалось опасными нарушениями

сплошности верхового клина даже при многократно повторяющихся сейсмических толчках; в случае устройства водонепроницаемого экрана (или маловодопроницаемого - с эффективным дренажем за ним) конструкция с подобными повреждениями не теряет несущей способности и не исключает возможности ее эксплуатации с одновременным проведением ремонтных работ;

- форма разрушения насыпей из фунта с дисперсным армированием от статических и сейсмических нагрузок по своему характеру близка к форме разрушения фунтовых откосов, что даёт возможность использовать при их расчёте метод кругло-цилиндрических поверхностей скольжения.

Данные экспериментов обеспечили возможность корректной постановки задач экспериментально-теоретических и аналитических исследований по определению сейсмических от фунта на нефунтовые элементы сооружений, и напряжений в них. Результатами этих исследований являются:

- аналитический метод расчёта динамического давления грунта на жёсткую подпорную стенку при жёстком основании, подтверждённый в качественном и количественном отношении результатами модельных исследований;

- зависимости для определения динамического давления грунта на под порные стенки уголкового профиля при различных значениях податливости основания, подтвержденные результатами экспериментальных исследований в полунатурных условиях,

- аналитические методы определения напряжений в галереях под насыпями при продольном сейсмическом воздействии и динамических нагрузок от грунта при воздействии поперечном, получившие качественное и количественное подтверждение в результатах модельных исследований,

модификация метода кругло-цилиндрических поверхностей скольжения, позволяющая учесть влияние армирующих элементов и сил сопротивле ния на контактах сооружения с жесткими бортами русла при сейсмических нагрузках, которая подтверждена рез>льтатами изучения двух модельных объ ектов в стадии разрушения

Представленные в диссертации результаты многолетних эксперимен тальных исследований были использованы при проектировании сооружений ряда гидроузлов, возведенных в районах с повышенной сейсмической активностью Токтогульского, Курпсайского, Кировского, Алаарчинского селезащитной плотины на р М Алматинка

Полученные в работе результаты позволяют сделать следующие выводы

1 Предложены критерии моделирования, разработаны и внедрены в практику исследований новые материалы для изготовления моделей бетонных конструкций и грунтовых засыпок, и методы оперативною определения и\ свойств, методы и устройства для воспроизведения сейсмических воздействий, малогабаритные датчики динамического давления фунта, метод учета арми рующего влияния наклеиваемых гензорезисторов, которые позволяют сущест венно расширить условия моделирования, сократить временные и материаль ные затраты на проведение модельных исследований

2 Установлена зависимость изменения коэффициента сопротивления песчаных грунтов сдвигу от уровня динамических напряжений в грунте, кою рая дает возможность учитывать это обстоятельство в расчетах устойчивости грунтовых сооружений

3 Получены расчетные зависимости для определения динамического давления грунта на подпорные стенки, позволяющие при различной податливости грунта основания учесть плотность фунта засыпки, его акустическую жесткость и частоту динамического воздействия, геометрию стенки и поверхности засыпки за ней, существенно расширяющие возможность учета этих факторов при проектировании сооружений

4 Предложены аналитические зависимости, которые в сочетании с экспе риментальными данными дают возможность обоснованно оценить напряжен но-деформированное состояние галерей под насыпями от сейсмического воздействия и назначить расстояния между деформационными швами по длине конструкции

5. Результаты исследований показали, что определение динамических характеристик грунтовых насыпей (плотин) с дисперсным армированием и армированием крупноячеистыми конструкциями можно осуществлять, не учитывая влияния армирующих элементов, без существенной потери точности.

6. Модифицированный метод расчёта устойчивости откосов грунтовых плотин с дисперсным армированием по кругло-цилиндрическим поверхностям скольжения, учитывающий дополнительные усилия от веса грунта отсека обрушения над бортами русла и силы распора, возникающие при смещении этого отсека вниз в узком створе, даёт возможность учесть пространственный характер работы сооружения.

Всё сделанное свидетельствует о том, что в рамках настоящей диссертационной работы на новом научном уровне решён комплекс вопросов экспериментального и расчётного обоснования гидротехнических сооружений, работающих в сейсмоопасных регионах России.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих статьях.

1. Модельные исследования динамической работы массивно-контрфорсной плотины с учётом волнового характера сейсмической нагрузки// Сейсмостойкость больших плотин, Труды координационных совещаний по гидротехнике, вып. 87, Л., Энергия, 1973, с.87.,.90.

2. Исследование сейсмостойкости гидросооружений на моделях из «эквивалентных» материалов// Гидротехнические сооружения, Труды МГМИ, том 58, М., 1978, с.93... Ю0.(Соавторы Гончаров Ю.Т., Думенко В.И., Чернявский В.Л).

3. Некоторые вопросы исследования сейсмостойкости селеудерживающей плотины на р Б.Алмаатинка// Гидротехнические сооружения, Труды МГМИ, том 58, М„ 1978, с.100... 107.(Соавтор Шарков В.П.).

4. Исследование сейсмостойкости бетонных гравитационных плотин облегчённого профиля// Гидротехническое строительство, № 5. 1979, с. 17...21.(Соавтор Думенко В.И.).

5. Определение сейсмического давления грунта на жёсткую подпорную стенку// Гидротехнические сооружения, основания и фундаменты, Труды МГМИ, том 62, М„ 1979, с. 104... П4.(Соавтор Нгуен Ван Хуан).

6. Результаты экспериментальных исследований сейсмостойкости селезащитной плотины на р.Б.Алматинка// Гидротехнические сооружения, основания и фундаменты. Труды МГМИ, том 62. М., 1979, с.115... 122.(Соавтор Шарков В.П.).

7. Разработка комплекта аппаратуры для измерения динамического давления грунта. Гидротехнические сооружения, основание и фундаменты// Труды МГМИ, том 62, М., 1979, с.157... 163.(Соавторы Шарков В.П, Белохвостое В .А)

8 Определение сейсмического давления грунта на жёсткую подпорную стенку// Гидротехническое строительство, № 1, 1980, с 41 45 (Соавтор Нгуен Ван Хуан)

9 К вопросу сейсмостойкости подземных водопропускных труб гидротехнических сооружений// Методы исследований и расчётов сейсмостойкости гидротехнических и энергетических сооружений МИРСС-81, Тезисы докладов Всесоюзного научно-технического совещания Л, 1981, с 91 92 (Соавторы Ду-менко В И , Самойлов С Д)

10 Вопросы методики исследований сейсмостойкости подземных гидротехнических сооружений// Методы исследований и расчетов сейсмостойкости гидротехнических и энергетических сооружений МИРСС-81, Тезисы докладов Всесоюзного научно-технического совещания Л, 1981, с 92 94 (Соавторы Думенко В И , Самойлов С Д)

11 Об исследовании динамического давления грунтов на подпорные стены с учетом податливости основания// Гидротехнические сооружения, основания и фундаменты, инженерные конструкции Труды МГМИ, М, 1982, с 30 36 (Соавторы Ксенофонтов К А , Юсупов М )

12 Экспериментальное исследование на моделях сейсмостойкости уголковой подпорной стенки Нижне-Кафирниганского гидроузла// Вопросы мелиорации и мелиоративного строительства, Груды Таджикского СХИ, том 42, Душанбе 1982, с 98 104 (Соавтор Юсупов М)

13 Вопросы методики исследования сейсмостойкости подземных гидротехнических сооружений// Материалы конференций и совещаний по гидротех нике, Л , Энергоатом из дат, 1982 с ПО 133 (Соавторы Думенко В И , Са мойлов С Д)

14 Совершенствование методики иссчедования сейсмостойкости гидротехнических сооружений на моделях// Изв ВУЗов, Строительство и архитектура, № 6, 1983. с 98 103

15 Estudios expenmentales de los pilotes colgantes aislados de sección circular en los suelos arenosos// Ingenena estructural у vial, Institute superior pohtecmco, Habana, Cuba, # 3, 1989, p 195 214 (Соавтор Isabel С Cardoso)

16 Оперативное определение свойств хрупких модельных материалов// Изв ВУЗов, Строительство, № 7-8,1995, с 129 136

17 Критерии моделирования работы одиночных свай// Гидротехническое строительство, № 5, 1996, с 42 46

18 Использование плотин из грунтовых материалов, армированных крупноячеистыми конструкциями в качестве водосбросных сооружений// Гидротехническое строительство, № 10, 1996, с 45 48

19 Динамическое поведение бетонных сооружений, взаимодействующих с фунтом засыпки//Гидротехническое строительство, № 8, 1998, с 31 35

20 Определение сейсмических нагрузок на подземные протяженные соору-жения//Гидротехническое строительство, № 3, 2001, с 18 22

21 Особенности динамической работы плотины из армированного грунта при сейсмических воздействиях// Изв ВУЗов, Строительство, № 12, 2001, с56 64

22 Поведение плотины из армированного грунта при сейсмических воздействиях// Гидротехническое строительство, № 12, 2001, с 17 22 (Соавторы Каганов Г М Бронштейн В И , Евдокимова И М , Шералиев Н И )

23 Определение сейсмического давления грунта на подпорную стенку, // Гидротехническое с фоительство, № 6, 2002, с 50 52

24 Устройство для исследований сейсмостойкости сооружений// Ас № 7009966, опубл Б И № 2, 1980

25 Состав тля изготовления моделей сооружения// А с № 730645, опубл Б И № 16, 1980 (Соавторы Косоуров А Г , Чернявский В Л , Гончаров ЮТ)

26 Установка для динамических испытаний конструкций// А с № 769383, опубл Б И № 37,1980 (Соавторы Пискарев В В Саков Э С )

27 Усройство для исследования сейсмостойкости сооружений// Ас № 8553458 опубл Б И № 29, 1981 (Соавтор Шарков В П )

Стенд дчя исследования сейсмостойкости сооружений// А с № 868403, 1981 (Соавторы Думенко В И , Шарков В П )

29 Устройство для исследования сейсмостойкости сооружений// Ас № 903723 опубл Б И № 5 1982 (Соавторы Пискарев В В Думенко В И , Шар-ков В П , Самойлов С Д)

30 Пьезоэлектрический датчик давления// Ас № 972282, опубл Б И №41, 1982 (Соавтор Шарков В П )

31 Стенд для исследования сейсмостойкости сооружений// Ас № 1245910, опубл Б И № 27, 1986 (Соавторы Шарков В П , Овсенюк Е А )

32 Устройство для определения скорости упругих колебаний в материале пробы гр\нта/' А с № 1332246, опубл Б И № 31, 1987 (Соавторы Думенко В И , Шарков В П)

. Датчик динамического

давления - Тензорезистор

Рис 1 Конструкции исследованных модельных объектов и размещение точек измерения (размеры в см )

--9

Рис 2 Схема галереи, размещение точек измерения, интенсивность динамического давления фунта ца'(Н/см2х1СГ2) и напряженное состояние (Н/см2) модели галереи при поперечном сейсмическом воздействии с А=0,15 (размеры в см )

12.0

Рис 3. Схема модели (размеры натурные) и размещение точек измерения ускорений

Рис 4 Схема модели из армированного грунта (размеры в см ) 1-анкер собственного веса, 2-тяга собственного веса, 3-датчик ускорений, 4-армирующий элемент, 5-облицовка низовой грани, 6-датчик перемещений

1 2 1,0 08 06

04 0,2

У

1 с-

---- У * 1

--

/

<э/

/

1

По данным Голубцовой М Н (при ускорении вибрации1,17д) Голубцовой М Н (при ускорении вибрации 2,21 д) Иванова П Л

Автора

Рис 5 Влияние вибрационной нагрузки на изменение сопротивления песка сдвигу.

1,2 0 8 0,4

100см О

о

17см

стенка Б стенка Г стенка Д

Рис 6

Результаты пересчета значений динамического давления грунта (Н/см2х102) на стенки Б,ГД к высоте стенки 1м при интенсивности воздействия А=0,1

Ео/Е=0,02

Е/Е =1

А {а,в)

Рис 7

Зависимость коэффициента

от углов наклона тыловой грани стенки и поверхности засыпки а

1,0 0,8 06 0,4 0,2

— л II1:!!, )„ = 1-0,223^/10-1п£, _ V

О

..." '''

Рис 8

График зависимости нормированной величины силы динамического давления грунта на стенку от степени податливости основания

10 40 100

1810

10 1пЕ0 22030 Е0(мПа)

От нагрузки собственного веса

От нагрузок собственного веса и сейсмической

расчетные очертания границы призмы обрушения при <р равном соответственно 35° и 29°

— очертания трещин

__ по испытаниям

моделей нагрузкой собственного веса

очертания трещин по испытаниям моделей нагрузкой собственного веса и сейсмической

Рис 9 Формы разрушения моделей плотины из армированного грунта при статических и динамических нагрузках

:7й г а/Л

7-—i—

Я

-Vjfil / ~

Усилия от собственного веса на границе

отсека обрушения ^

Q, = ут с> I' ~

= ут b h I, TQ> = >

Ng, = О cos ft, = R>

Sg, = Q sin Д, Мть = To, R.

Q

c \ 1

'=3 у/

/

/

L,

ья~г*н}

Силы трения на контактах с арматурой и их моменты

Тс

ai

\

Мт0 = lOj п<. Тс = II tg 5 b. L,

V.

J

2 n,S

3

2 _ I

A«,

Инерционные (сейсмические) силы их моменты

P, = Q, А К, Mn = P, d

m -

LtRu 360

с, = с /.

Л/с, - С Л

Силы сцепления на контакте отсека обрушения и их моменты

¿-»321

R

- ' // О,

(-1

Рис 10 Расчет устойчивости низового откоса плотины из армированного грунта

Усилия на контакте отсека обрушения с береговыми склонами

Усилия от веса отсека обрушения

С-,=0.5/г, г, Ь, у., 0 = (),5и, г, Ь, ур 5Ч~С7 ,.ч!п у/ ц'

N0,- С.созу/

З'г,=81-, мпц/

Nt.-G.cosy/ Ти, = N0,^8

а

Т? ' С'-,

гта

I—ИГ',

Усилия от распора в отсеке обрушения

Тг^Иг^З Мгг~Т'г,е,

Ъ/зТ

Тп

Г*

/г*

Рис. 11. Расчёт устойчивости низового откоса плотины из армированного грунта ( учёт усилий на контактах с береговыми склонами).

Московский государственный университет природообустройства (МГУП) Зак№ i О Y Тираж/20

Çù.23

2 г и.

'<!? 2005

1101

Оглавление

Список условных обозначений.

Введение

Глава 1. Моделирование гидротехнических сооружений, негрунтовые элементы которых взаимодействуют с грунтом 19 1. 1. Особенности моделирования работы конструкций, взаимодействующих с фунтом

1.2. Особенности моделирования податливых оснований

Глава 2. Объекты и задачи исследований.

2.1. Об оценке характера динамической работы жёстких конструкций сооружений, взаимодействующих с грунтами засыпок

2.2. Подпорные стенки

2.3. Галереи под насыпями

2.4. Грунтовая плотина, армированная крупноячеистыми конструкциями

2.5. Плотина из армированного грунта с вертикальной низовой гранью 50 ^ 2.6. Свайные конструкции и особенности их моделирования

Глава 3. «Эквивалентные» материалы и оперативные методы определения их характеристик

3.1. Материалы для моделирования бетонных конструкций и грунтовых массивов

3.2. Оперативный метод определения свойств хрупких материалов

3.2.1. Методические особенности применения резонансного метода для «слабых» модельных материалов

3.2.2. Особенности статических неразрушающих испытаний «слабых» модельных материалов

3.2.3. Особенности определения прочности хрупких модельных материалов на растяжение при раскалывании

3.2.4. Определение коэффициента Пуассона модельных материалов по результатам испытаний на раскалывание и осевое растяжение

3.2.5. Результаты комплексных исследований модельного материала

3.3. Приближенные методы определения сдвиговых характеристик модельных фунтовых материалов

3.4. Оперативное определение динамических характеристик модельных грунтовых материалов

3.5. Учет влияния вибрации на сопротивление грунта сдвигу при модельных исследованиях

Глава 4. Совершенствование техники модельных динамических исследований негрунтовых конструкций, взаимодействующих с грунтом

4.1. Моделирование сейсмического воздействия

4.1.1. «Импульсный» метод моделирования сейсмического воздействия

4.1.2. Устройства для моделирования воздействия «импульсным» методом

4.1.3. Об одной возможности применения жестких сейсмоплатформ

4.2. Измерение динамического давления грунта на жесткие конструкции сооружений

4.2.1. Комплекс для измерения и регистрации динамического давления грунта

4.2.2. Испытания и тарировка датчика динамического давления грунта

4.3. Особенности применения метода проволочной тензометрии при испытании моделей из хрупких низкомодулъных материалов

Глава 5. Результаты экспериментальных исследований

5.1. Подпорные стенки на жестком и податливом основаниях

5.1.1. Роль собственных колебаний стенок в процессе их взаимодействия с грунтовыми массивами

5.1.3. Методические опыты по моделированию податливых оснований

5.1.4. Влияние вида динамического воздействия на динамическое давление грунта

5.1.5. Влияние жесткости конструкции подпорной стенки на динамическое давление грунта

5.1.6. Влияние масштабного фактора на результаты исследования динамического давления грунта

5.1.7. Влияние углов наклона поверхности засыпки и тыловой грани стенки на динамическое давление грунта

5.2. Динамическая работа галереи водовыпуска

5.2.1. Особенности характера динамического поведения галереи под насыпью

5.2.2. Напряженно-деформированное состояние галереи при продольном направлении сейсмического воздействия

5.2.3. Динамические нагрузки на галерею при поперечном сейсмическом воздействии

5.3. Динамическое поведение грунтовой плотины, армированной крупноячеистым бетонным каркасом

5.4. Работа плотины из армированного грунта при сейсмических и статических нагрузках

5.4.1. Изучение динамических характеристик сооружения

5.4.2. Исследование поведения моделей плотины из армированного грунта в стадии разрушения

Глава 6. Инженерные методы сейсмических расчетов жестких конструкций гидротехнических сооружений, взаимодействующих с грунтом, и сооружений из армированного грунта

6.1. Определение динамического давления грунта на подпорные стенки в условиях жесткого и податливого оснований

6.1.1. Расчет динамического давления грунта на жесткую стенку в условиях жесткого основания

6.1.2. Определение динамического давления на стенку при податливых основаниях

6.1.3. Учет влияния углов наклона поверхности засыпки и тыловой грани стенки на динамическое давление грунта при основаниях разной податливости

6.1.4. Верификация зависимостей для расчета динамического давления грунта на стенку

6.2. Определение сейсмических нагрузок от грунта на подземные протяженные сооружения.

6.2.1. Расчет нагрузок от грунта при продольном сейсмическом воздействии

6.2.2. Расчет нагрузок от грунта при поперечном сейсмическом воздействии

6.3. Применение метода кругло-цилиндрических поверхностей скольжения к-расчету устойчивости армогрунтовой плотины в узком скальном русле

Актуальность проблемы. Изучаемые конструкции - подпорные стенки, галереи под насыпями, свайные и армогрунтовые конструкции имеют широкое распространение в практике гидротехнического и промышленно-гражданского строительства. Особенность их в том, что по всей площади своего контура (сваи, элементы дисперсного армирования грунтовых сооружений, крупноячеистые армирующие конструкции плотин) либо по большей его части (подпорные стенки и галереи) они взаимодействуют с грунтом. Характер взаимодействия, когда масса грунта многократно превышает массу негрунтовых частей сооружения, весьма сложен, что затрудняет математическое описание их поведения, особенно, при динамических воздействиях.

Ряд исследователей поддерживает точку зрения, согласно которой эта сооружения следует рассматривать как динамические системы, учитывая влияние грунта в виде некоторой присоединённой массы, колеблющейся вместе с конструкцией. Другая точка зрения состоит в том, что определяющим фактором в динамическом взаимодействии конструкции с грунтом является последний. Именно колебания массива грунта определяют и характер движения, и величины нагрузок на конструкцию. Но и здесь существуют определённые противоречия. Многие, например, склонны считать, что динамическое давление грунта на подпорные стенки связано с дополнительными смещениями призм обрушения, формирующихся при смещении этих стенок. Другие полагают, что оно возникает, как реакция неподвижной (или малоподвижной) стенки на смещение частиц грунта в сейсмической волне. Эти два подхода дают принципиально разные результаты и по характеру распределения и по величинам динамических нагрузок. Первый подход заложен в нормативных документах, хотя усилия в конструкции согласно второму оказываются в 2. .4 раза большими.

Различия во взглядах на характер взаимодействия между негрунтовыми элементами сооружения и окружающим их грунтом свидетельствуют о недостаточной изученности физической природы этого явления и указывают на необходимость продолжения соответствующих исследований. Очевидно, наиболее репрезентативными были бы результаты изучения поведения реальных сооружений, что, однако, является весьма сложным и дорогостоящим. Достаточно надёжными, хорошо отражающими физику явления, являются результаты исследований поведения физических моделей при условии адекватного воспроизведения как характеристик материалов реальной конструкции и грунта, так и действующих в системе «конструкция-грунт» нагрузок и сил взаимодействия на контактах. Именно такой путь исследования был принят в настоящей работе.

Цель и задачи работы. Цель диссертационной работы состоит в решении научно-технической проблемы проектного обоснования сейсмостойкости гидротехнических сооружений, негрунтовые конструкции которых взаимодействуют с грунтовыми массивами, с изучением характера динамического взаимодействия этих конструкций и вмещающего их массива грунта, и выработкой инженерных решений для определения динамических нагрузок на сооружения при сейсмических воздействиях. В связи с этим в ходе работы были поставлены и решены следующие задачи:

- проанализировать существующие рекомендации по моделированию конструкций сооружений, взаимодействующих с грунтом, и сформулировать требования по воспроизведению на модели силовых факторов как динамических, так и статических;

- разработать модельные материалы, позволяющие воспроизводить поведение бетонных конструкций вплоть до стадии разрушения, а также искусственные грунты с повышенной плотностью и деформативностью;

- усовершенствовать существующие и создать новые оперативные методы определения физико-механических характеристик негрунтовых и грунтовых модельных материалов;

- предложить и внедрить в практику экспериментальных исследований новые методы воспроизведения сейсмических нагрузок, имеющих волновой характер и заданные амплитудно-частотные характеристики;

- разработать конструкцию малогабаритного датчика для определения динамического давления грунта на негрунтовые элементы сооружений при исследованиях на малых моделях;

- используя новую технику исследований провести испытания моделей на динамические нагрузки с изучением характера взаимодействия грунта и негрунтовых элементов конструкции; на основе анализа полученных результатов разработать либо усовершенствовать инженерные методы расчёта негрунтовых элементов сооружений, взаимодействующих с грунтами засыпок и композитных сооружений типа армогрунтовых конструкций на динамические (сейсмические) воздействия.

Научная новизна методической части работы состоит в том, что созданные автором диссертации новые модельные материалы, методы и приборы для их изучения, способы моделирования сейсмических нагрузок и приборы для измерения динамического давления грунта позволили получить новые сведения о характере динамического поведения негрунтовых конструкций, взаимодействующих с грунтом засыпок. Результаты работы дают возможность проведения модельных исследований на более высоком уровне с воспроизведением волнового характера и частотного состава сейсмического воздействия,- позволяя изучить состояние модельного объекта вплоть до стадии разрушения.

В ходе исследований получены некоторые новые критерии и методы моделирования отдельных видов негрунтовых конструкций, взаимодействующих с грунтом, в частности, при изучении работы свай и сооружений из армированного грунта, давшие возможность расширить границы моделирования.

Модельные исследования показали, что динамическое поведение таких конструкций определяется динамическими характеристиками И вмещающего грунтового массива. Динамические характеристики грунтовых подпорных сооружений, армированных крупноячеистыми каркасами, либо с дисперсным армированием могут быть найдены без учёта жесткости армирующих элементов, как для чисто грунтовых конструкций.

Исследования моделей подпорных стенок показали, что при жёстком основании динамическая нагрузка на стенку от грунта имеет распределение, близкое к треугольному с вершиной у подошвы стенки. Аналитическое решение задачи (в волновой постановке) о взаимодействии жёсткой стенки на жёстком основании с грунтом позволило получить зависимость для расчёта этой нагрузки, которая оказывается существенно выше определённой по нормативным документам. Экспериментальные исследования жёстких подпорных стенок на основаниях разной податливости выявили закономерность изменения величины и характера распределения динамического давления грунта с учётом этого фактора, а также с учётом физико-механических характеристик грунта засыпки, геометрии стенки и угла наклона поверхности засыпки.

Эксперименты, посвящённые изучению работы галерей под насыпями, позволили установить особенности характера их взаимодействия с сейсмической волной, распространяющейся в грунте, дали возможность построить адекватную расчётную схему взаимодействия конструкции с грунтовым массивом и найти все динамические нагрузки от грунта, необходимые для расчёта сооружения.

Результаты экспериментов на модели плотины из армированного грунта в клинообразном скальном русле выявили особенности характера её динамического поведения, накопления повреждений в конструкции при повторяющихся сейсмических толчках и дали возможность построить расчётную схему устойчивости откосов плотины с учётом пространствешюсти её работы

Таким образом, на основе экспериментальных и теоретических исследований в работе сформулирован ряд научных положений, позволяющих расширить рамки возможностей модельных исследований,

12 уточнить физические представления о характере взаимодействия негрунтовых конструкций сооружений с грунтом и получить расчётные зависимости, необходимые для оценки прочности и устойчивости таких сооружений.

Аостоверностъ результатов исследований. Достоверность результатов экспериментов обусловлена адекватностью принятых критериев моделирования (линейно-упругий характер работы грунта и негрунтовых элементов в ожидаемом диапазоне сейсмических ускорений), нашедшей подтверждение в процессе исследований; использованием апробированных методов и приборов для регистрации относительных деформаций и ускорений; исключением источника систематических ошибок (армирующего эффекта наклеиваемых тензорезисторов) при работе с низкомодульными малопрочными материалами; применением новой конструкции датчика динамического давления грунта и метода его калибровки, исключающих влияние «арочного эффекта» в грунте и масштабного фактора на результаты измерений; проведением масштабной серии экспериментов, подтвердившей правомерность переноса её результатов на натурные объекты.

Достоверность результатов экспериментально- теоретических и теоретических исследований обусловлена адекватностью постановки их задач, подтверждённой в ходе эксперимента, хорошим согласованием с результатами независимых полунатурных опытов и собственных экспериментальных данных.

Практическая иенность и значимость работы. В работе предложены новые критерии моделирования свайных конструкций и армогрунтовых сооружений, позволившие расширить возможности их экспериментальных исследований.

Все предложения по совершенствованию техники модельных экспериментальных исследований доведены автором до практической реализации, позволяя сделать их более дешёвыми и оперативными, а результаты этих исследований - более достоверными. Приведенные в

13 диссертации результаты могут быть использованы для апробации новых теоретических методов расчёта аналогичных конструкций. На их основе автором получены экспериментально-теоретическое решение задачи определения сейсмического давления грунта на подпорные стенки при разной жёсткости основания, простые инженерные методы определения сейсмических нагрузок на подземные протяжённые сооружения. Разработана достаточно простая методика расчёта устойчивости армогрунтовых сооружений с учётом их пространственной работы в узких скальных руслах.

Результаты исследований реализованы в проектах ряда гидроузлов, возведённых в зонах повышенной сейсмической активности: Курпсайского (Гидропроект), Алаарчинского и Кировского (Киршзшпроводхоз), на р. Малая Алматинка (Казшпроводхоз), а также вошли в учебное пособие «Гидротехнические сооружения» под редакцией Н.П.Розанова (МоскваДгропромиздат, 1985 год.)

Личный вкяаЬ в решение проблемы. В работе представлены результаты многолетних исследований, выполненных в лаборатории сейсмостойкости кафедры Гидротехнических сооружений МГУП (МГМИ), а также в Центре гидравлических исследований Гаванского политехнического института под руководством и при личном участии автора, осуществившего постановку задач по всем указанным направлениям, конечный анализ всех полученных результатов, а также сформулировавшего все основные выводы и рекомендации.

На разных этапах исследований в них принимали активное участие сотрудники и аспиранты автора: В.И.Думенко, В.П.Шарков, С.Д.Самойлов, В.В.Пискарев, С.А.Ясиненцкий и Э.С.Сааков — при разработке методов моделирования сейсмических воздействий; В.П.Шарков,

Нгуен Ван Хуан, В.А.Белохвостов — при разработке и испытаниях датчиков контактного динамического давления грунта; В.Л.Чернявский,

Ю.Г.Гончаров и А.Г.Косоуров — при разработке модельных материалов;

В.И.Думенко, В.П.Шарков и Рауль Эвора Мендес — при разработке методов

14

Е.А.Овсенюк испытания материалов. Изучение работы грунтовых сооружений, армированных крупноячеистыми конструкциями было выполнено автором при участии В.П.Шаркова, поведение подпорных стенок при динамических воздействиях изучалось совместно с М.Юсуповым и д.т.н., проф.

К.А.Ксенофонтовым, работа протяженных подземных сооружений — с В.И.Думенко и С.Д.Самойловым. Исследования несущей способности свай были выполнены совместно с Исабель Кардосо Виера. Опыты по изучению работ модели армогрунтовой плотины при сейсмических нагрузках выполнены совместно с Н.Шералиевым. В анализе и обсуждении результатов этих опытов активное участие принимали д.т.н., проф. Г.М.Каганов, к.т.н., доц. И.М.Евдокимова, д.т.н., проф. В.И.Бронштейн. Автор считает необходимым особо подчеркнуть важную роль заслуженного деятеля науки и техники РСФСР, д.т.н., проф. [Н.П.Розанова] в развитии экспериментальных исследований сейсмостойкости гидротехнических сооружений на кафедре Гидротехнических сооружений МГМИ. Без его ценных советов и постоянной помощи эта работа не могла бы появиться.

Автор выражает глубокую благодарность коллективу кафедры Гидротехнических сооружений МГУП, а также учёным и специалистам, принимавшим участие в обсуждении и апробации работы на всех этапах её выполнения.

На защиту выносятся.

- расширенные критерии подобия при моделировании свайных конструкций;

- новые модельные материалы, физико-механические характеристики которых позволяют изучить поведение бетонных гидротехнических сооружений или их элементов вплоть до стадии разрушения;

- комплексный оперативный метод определения физико-механических характеристик хрупких модельных и строительных материалов, дающий возможность получить с малого числа образцов большой объём информации;

- новые методы и устройства для воспроизведения на моделях сооружений сейсмического воздействия с учётом его волнового характера, частотного состава и длительности;

- конструкция, методика тарировки и рекомендации по применению малогабаритного пьезоэлектрического датчика контактного динамического давления грунта, обеспечивающего достоверность результатов измерения на малых моделях;

- положение о доминирующей роли грунта в поведении конструкций гидротехнических и других сооружений, взаимодействующих с грунтами засыпок, позволяющее не учитывать в расчётах на сейсмостойкость их собственные динамические характеристики и использовать упрощённые, квазистатаческие расчётные методы;

- инженерный метод определения динамического давления грунта засыпки на подпорные стенки с учётом податливости основания, геометрии засыпки и физико-механических характеристик грунта;

- инженерный метод определения сейсмических нагрузок на подземные протяжённые сооружения типа галерей под насыпями при продольном и поперечном направлениях воздействия;

- методика расчёта устойчивости армогрунтовых подпорных сооружений в узких створах при сейсмических воздействиях, с учётом сил взаимодействия на контакте с бортами русла.

Лпробация работы. Основные положения настоящей работы неоднократно обсуждались и были одобрены на научно-технических конференциях МШИ (1978,1979,1982,1984,198бг.г.) и МГУП (1990, 1992,1996,2000г.г.), на Всесоюзных научно-технических координационных совещаниях по гидротехнике в 1973,1975,1981,1982 годах. Выносились на обсуждение широкого круга гидротехнической и научной общественности путём публикации в ж. «Гидротехническое строительство» за 1978,1980,1996,1998,2001г.г. и ж. «Строительство и архитектура» (известия ВУЗов) за 1979,1983,1988г.г., ж. «Строительство» (известия ВУЗов) 1995 и 2001г.г.

Публикации. Список литературы по теме диссертации содержит 23 наименования научных статей и 9 изобретений, подтверждённых авторскими свидетельствами.

Объём и структура диссертации. Работа имеет общий объём 279 страниц машинописного текста, включая 95 рисунков и 15 таблиц. Структурно состоит из введения, дающего общую характеристику работы, шеста глав и заключения. Содержит список литературы из 93 наименований, включая 82 работы отечественных и 11 работ зарубежных авторов, а также основные условные обозначения.

выводы.

1. Предложены критерии моделирования, разработаны и внедрены в практику исследований новые материалы для изготовления моделей бетонных конструкций и грунтовых засыпок, и методы оперативного определения их свойств, методы и устройства для воспроизведения сейсмических воздействий, малогабаритные датчики динамического давления грунта, метод учёта армирующего влияния наклеиваемых тензорезисторов, которые позволяют существенно расширить условия моделирования, сократить временные и материальные затраты на проведение модельных исследований.

2. Установлена зависимость изменения коэффициента сопротивления песчаных грунтов сдвигу от уровня динамических напряжений в грунте, которая даёт возможность учитывать это обстоятельство в расчётах устойчивости грунтовых сооружений.

3. Получены расчётные зависимости для определения динамического давления грунта на подпорные стенки, позволяющие при различной податливости грунта основания учесть плотность грунта засыпки, его акустическую жёсткость и частоту динамического воздействия, геометрию стенки и поверхности засыпки за ней, существенно расширяющие возможность учёта этих факторов при проектировании сооружений.

4. Предложены аналитические зависимости, которые в сочетании с экспериментальными данными дают возможность обоснованно оценить напряженно-деформированное состояние галерей под насыпями от сейсмического воздействия и назначить расстояния между деформационными швами по длине конструкции.

5. Результаты исследований показали, что определение динамических характеристик грунтовых насыпей (плотин) с дисперсным армированием и армированием крупноячеистыми конструкциями можно осуществлять, не учитывая влияния армирующих элементов, без существенной потери точности.

6. Модифицированный метод расчёта устойчивости откосов грунтовых плотин с дисперсным армированием по кругло-цилиндрическим поверхностям скольжения, учитывающий дополнительные усилия от веса грунта отсека обрушения над бортами русла и силы распора, возникающие при смещении этого отсека вниз в узком створе, даёт возможность учесть пространственный характер работы сооружения.

Всё сделанное свидетельствует о том, что в рамках настоящей диссертационной работы на новом научном уровне решён комплекс вопросов экспериментального и расчётного обоснования гидротехнических сооружений, работающих в сейсмоопасных регионах России.

Заключение

Завершая изложение результатов работы, ещё раз вернёмся к роли модельных исследований в гидротехнике. Сегодня, в условиях интенсивного развития вычислительной техники и программирования возникает мысль о всесилии расчётных методов исследования, тем более, что они позволяют получить результаты с существенно меньшими материальными и временными затратами, чем методы физического моделирования. Иногда даже высказывается мнение, что именно результаты расчёта являются критерием достоверности данных, полученных экспериментальным путём. Это, конечно, крайняя позиция, однако находящая известное подтверждение в практике, когда доля модельных исследований в процессе проектирования неуклонно снижается. Тенденция вполне обоснована. Действительно, эксперименты на физических моделях дороги и трудоёмки, а расчётные методы оперативны и дёшевы. При этом результаты расчётов вполне достоверны, при условии, конечно, если постановка задачи отражает физику изучаемого процесса. Очевидно, в этом случае физический эксперимент не нужен. К сожалению, круг таких задач не очень велик, особенно, если речь идёт о взаимодействии негрунтовых конструкций сооружений с окружающим их грунтом, или о поведении сооружений композитных, в которых негрунтовая и грунтовая составляющие создают единую конструкцию.

Ранее мы неоднократно подчёркивали, что на характер динамической работы таких сооружений существуют разные точки зрения. Одна исходит из соображения, что работа сооружения полностью определяется динамическим поведением вмещающего массива грунта. Другая полагает, что сооружение и грунт являются составляющими единой динамической системы, и учёт характеристик этой системы является обязательным при изучении динамической работы объекта.

Выше мы показали, что для сооружений рассмотренных в настоящей работе, находит подтверждение первая из названных точек

256 зрения. Однако ясно, что для больших галерей под невысокими насыпями, как и для ячеистых конструкций при большой массивности и жёсткости бетонного каркаса отказ от учёта динамических характеристик негрунтовых элементов при исследовании работы сооружения был бы неправомерен. Очевидно, изучение физической картины поведения сооружений в сложных граничных условиях, в частности — динамической работы негрунтовых конструкций, взаимодействующих с грунтовыми массивами, является основным предметом экспериментальных исследований на физических моделях. К сожалению, решение многих задач такого плана оказывается недоступным в связи с невозможностью даже приближённого воспроизведения на малых моделях всех процессов, проходящих в фунтах, как в двухфазных, и, тем более, трёхфазных средах. Всё сказанное привело к необходимости решения ряда методических вопросов, таких, как определение круга задач, решение которых возможно и целесообразно проводить с использованием физических моделей и уточнение критериев моделирования некоторых конструкций; создание новых «эквивалентных» материалов, воспроизводящих на малых моделях прочностные и деформативные свойства бетона и несвязных грунтов; разработка оперативных и надёжных методов и приборов для исследования свойств этих материалов; разработка методов и устройств для моделирования волнового характера и частотного состава сейсмических воздействий; создание новых приборов для измерения динамического давления грунта на малых моделях и разрешение проблемы измерения относительных деформаций моделей из «слабых», низкомодульных материалов с применением наклеиваемых тензорезисторов.

Разработанная методика позволила выполнить модельные исследования таких негрунтовых конструкций гидротехнических сооружений, как подпорные стенки и галереи под насыпями при их взаимодействии с грунтовыми массивами, а также композитных сооружений грунтовых плотин, армированных крупноячеистыми конструкциями и плотин из грунта с дисперсным армированием. При этом были решены

257 методические задачи по оценке влияния степени податливости основания и вида сейсмического воздействия на их работу, влияния масштабного фактора на результаты исследования подпорных стенок, влияния системы моделирования сил собственного веса на поведение модели плотины из армированного грунта в стадии разрушения.

Б завершение работы, конечной целью которой была выработка надёжных инженерных решений для определения нагрузок от грунта на негрунтовые элементы гидротехнических сооружений при сейсмических воздействиях, остановимся на оценке достоверности её результатов. Часть их: вывод о доминирующей роли грунта в работе системы «негрунтовая конструкция - грунт», закономерность влияния податливости основания на характер распределения и величины интенсивности динамического давления грунта на подпорную стенку получены опытным путём, при исследованиях модельных объектов, с учётом опубликованных данных натурных исследований. Решение задачи о динамическом давлении фунта на жёсткую подпорную стенку при жёстком её основании выполнено на основании теоретического анализа, с определением коэффициента влияния приведенной массы фунта из эксперимента. Определение динамических нафузок от фунта на подземные галереи и сейсмических напряжений в них, оценка устойчивости откоса плотины из армированного фунта осуществлены теоретическим путём. Постановка задачи в этих случаях была выполнена на основе представлений о физической природе взаимодействия объектов с фунтом, которые нашли подтверждение в процессе экспериментов на модельных объектах. Достоверность результатов подобных исследований может быть охарактеризована совокупностью факторов, приведенной на схеме 1.

Очевидно, конечные результаты могут быть признаны достаточно надёжными, если нет сомнений в достоверности данных, полученных как теоретически, так и экспериментальным путём.

Обязательными условиями, обеспечивающими верность теоретического или экспериментально-теоретического решения, являются соответствие

258 постановки задачи физике изучаемою явления и адекватность используемого математического аппарата. Критерием достоверности в этих случаях может служить согласованность полученных результатов с данными натурных исследований или корректно поставленных и выполненных опытов на физических моделях.

Схема 1.

При этом критерием надёжности экспериментально-теоретического решения, по нашему мнению, может служить соответствие результатам повторных независимых, лучше, проведенных другим исследователем опытов. Достоверность такого решения по определению динамических нагрузок от грунта на подпорную стенку в условиях податливого основания подтверждена сопоставлением с данными полунатурного независимого эксперимента.

Критерием надёжности теоретических решений в нашей работе принято согласование их с результатами модельных исследований. Совокупность факторов, определяющих достоверность последних, приведена на схеме 2. Это, прежде всего, адекватность принятых критериев моделирования и уверенность в том, что соблюдение их требований обеспечивается на всех этапах проведения эксперимента. Соблюдение критерия линейно-упругой работы модельного объекта, как показано в главе 5, было обеспечено во всём диапазоне изменения динамических и статических нагрузок.

Схема 2.

Корректность воспроизведения сил собственного веса модели армогрунтовой плотины нашла убедительное подтверждение в совпадении динамических характеристик модельных объектов, оснащённых системой анкеров и тяг для создания этой нагрузки, и моделей, свободных от этой системы. Адекватность учёта влияния податливости основания на характер распределения и величины интенсивности динамического давления грунта была проверена в специальной методической серии опытов. Таким образом, можно утверждать, что соблюдение требований теории подобия, необходимых для решения поставленных задач было обеспечено.

260

Соответствие характеристик моделей принятым критериям было обеспечено разработкой новых методов и устройств, которые позволили оперативно и с большей, чем ранее, точностью определять физико-механические характеристики материалов для моделирования бетонных и грунтовых элементов сооружений. Это новые хрупкие материалы с повышенными по условиям подобия деформативностью и плотностью и весьма малой прочностью, и утяжелённые сыпучие искусственные грунты с малыми скоростями распространения сейсмических волн и близкими к натурным сдвиговыми характеристиками.

Соответствие характеристик модельного сейсмического воздействия поставленным задачам было обеспечено разработкой нового метода и ряда экспериментальных установок, позволивших воспроизвести на малых модельных объектах требуемый частотный состав и вдлновой характер воздействия.

Достоверность результатов модельных исследований в большой мере зависит от точности определения измеряемых величин. Относительная погрешность метода проволочной тензометрии, использованного в настоящей работе, по оценкам специалистов (Неразрушающие испытания (справочник), под ред. Р. Мак-мастера, книга 2, М.-Л., Энергия, 1965, с.492.) составляет около 2%. Такова же погрешность измерения ускорений пьезоакселерометрами. Осциллографирование и ручная обработка осциллограмм вызывает дополнительную погрешность, которая составляет примерно 5%. Таким образом, относительная погрешность определения этих величин не превышает 7%.8%, конечно, при условии отсутствия источников систематических ошибок.

При использовании для изготовления моделей малопрочных низкомодульных материалов таким источником является армирование поверхностного слоя материала наклеиваемым тензорезистором. Ошибка измерения относительных деформаций, обусловленная этим обстоятельством, может достигать сотен процентов, делая результаты измерений абсолютно недостоверными. В наших экспериментах для

261 исключения влияния этого фактора была разработана методика тарировки измерительной системы на образцах, изготовленных одновременно с моделью, из того же материала, и проведены систематические исследования, позволяющие учесть армирующий эффект наклеиваемого тензорезистора при тарировке традиционным методом.

Точность измерения динамического давления грунта определяется величинами погрешностей системы преобразования давления в электрический сигнал и системы регистрации и измерения величины последнего. Наибольшая потеря точности возможна в первой из них, что обусловлено проявлением «арочного эффекта» в грунте на контакте с приёмным элементом датчика давления и «масштабного фактора», связанного с соотношением размеров приёмного элемента и частиц грунта на контакте с ним. Разработанные автором конструкции датчиков на основе пьезокерамики и методика их исследования и калибровки позволили исключите влияние этих источников систематических ошибок и гарантировать точность не меньше, чем при измерении ускорений.

Достаточная точность измерений даже при соблюдении всех перечисленных выше требований не гарантирует полной достоверности полученных результатов, поскольку при постановке задачи модельных исследований по причинам технического характера в расчёт принимаются один — два необходимых критерия подобия, учитывающие лишь основные силовые факторы. Проверка достаточности этих критериев для адекватного моделирования может быть получена путём выполнения масштабной серии опытов, позволяющей переносить результаты модельных исследований на реальные объекты. Такая серия, показавшая достаточность принятых критериев моделирования, была выполнена в настоящей работе.

Решение проблемы расчётного обоснования сейсмостойкости гидротехнических сооружений, негрунтовые конструкции которых взаимодействуют с грунтовыми массивами получено на основе результатов диссертационной работы, носящих научно-методический характер и позволивших обеспечить достоверность экспериментальных данных о

262 повелении сооружений в условиях землетрясения, и базирующихся на них результатов экспериментально-теоретических и аналитических исследований.

Основными научно-методическими являются следующие результаты:

- обоснованы критерии моделирования таких сооружений; правомерность их использования подтверждена характером работы модельных объектов в широком диапазоне изменения действующих нагрузок, данными испытаний масштабной серии моделей и хорошим согласованием величины силы динамического давления грунта на стенку, рассчитанной по экспериментально-теоретическим зависимостям автора с данными полунатурных исследований;

- впервые получены материалы, позволяющие на малых моделях воспроизвести упругие и прочностные характеристики бетона и проводить модельные исследования сооружений вплоть до стадии разрушения, с обоснованной оценкой их несущей способности;

- разработаны и внедрены в практику новые методы и устройства для определения физико-механических характеристик низкомодульных хрупких материалов с малой прочностью и искусственных модельных грунтов, значительно ускоряющие и удешевляющие процесс подбора их составов, обладающих заданными свойствами; решена задача надёжного измерения относительных деформаций модельных объектов, выполненных из низкомодульных материалов малой прочности методом проволочной тензометрии, с исключением влияния армирующего эффекта наклеиваемых тензорезисторов;

- теоретически обоснован и внедрён в практику исследований новый «импульсный» метод моделирования сейсмического воздействия, позволяющий воспроизвести волновой его характер и требуемый по условиям подобия частотный состав колебаний, созданы установки для реализации метода в условиях скальных и грунтовых оснований;

263

- созданы пьезоэлектрический датчик динамического давления грунта на ограждающие конструкции, методика и устройства для его исследования и калибровки, позволившие на малых моделях уверенно осуществлять измерения в широком диапазоне изменения частот динамического воздействия; установлена зависимость изменения коэффициента сопротивления песчаных грунтов сдвигу от соотношения статических и динамических напряжений в грунте.

Разработанные методика и техника моделирования дали возможность получить следующие новые сведения о характере динамического взаимодействия негрунтовых и грунтовых элементов сооружений: динамическое поведение бетонных конструкций сооружений, взаимодействующих с грунтом, в рассмотренных граничных условиях определятся, преимущественно, динамическими свойствами массива грунта, их вмещающего; по форме распределение интенсивности динамического давления грунта на подпорные стенки массивные и уголкового профиля на жёстком основании близко к треугольнику, с минимальным значением вблизи подошвы стенки; рост податливости основания приводит к уменьшению динамического давления в верхней части уголковой подпорной стенки и его увеличению в нижней части; опыты, выполненные в широком диапазоне изменения податливосга, позволили выявить закономерность влияния этого фактора;

- геометрия подпорной стенки и поверхности грунтовой засыпки за ней существенно влияет на величину силы динамического грунта; степень этого влияния мало зависит от податливости основания; напряжения в галерее под насыпью при взаимодействии конструкции с фронтом сейсмической волны, распространяющейся вдоль её оси значительно (примерно вдвое) больше напряжений при стационарном сейсмическом воздействии; при продольном воздействии величины максимальных сейсмических напряжений в секции галереи, выделенной деформационными швами, зависят от относительной длины секции (отношение длины секции Ьг к высоте галереи Ьг), достигая наибольшего значения при Ьг/ ~ 4 и оставаясь постоянными при дальнейшем увеличении расстояния между швами; напряженно-деформированное состояние галереи прямоугольного сечения от поперечного сейсмического воздействия определяется силами динамического давления грунта на боковую и верхнюю грани и касательными силами взаимодействия, действующими в плоскостях горизонтальных граней сооружения; крупноячеистое и дисперсное армирование рассмотренных в работе грунтовых сооружений практически не влияет на их динамические характеристики, которые можно определять расчётом как для грунтовых конструкций без армирования;

- ускорение сейсмического воздействия 0,12g.0,13§ (на модели l,2g.l,3g) явилось предельным для работы плотины из армированного несвязного грунта как сплошной монолитной конструкции, однако появление и развитие трещин на гребне не сопровождалось опасными нарушениями сплошности верхового клина даже при многократно повторяющихся сейсмических толчках; в случае устройства водонепроницаемого экрана (или маловодопроницаемого — с эффективным дренажем за ним) конструкция с подобными повреждениями не теряет несущей способности и не исключает возможности ее эксплуатации с одновременным проведением ремонтных работ; форма разрушения насыпей из грунта с дисперсным армированием от статических и сейсмических нагрузок по своему характеру близка к форме разрушения грунтовых откосов, что даёт возможность использовать при их расчёте метод кругло-цилиндрических поверхностей скольжения.

Данные экспериментов обеспечили возможность корректной постановки задач экспериментально-теоретических и аналитических исследований по определению сейсмических нагрузок от грунта на негрунтовые элементы сооружений, и напряжений в них. Результатами этих исследований являются: аналитический метод расчёта динамического давления грунта па жёсткую подпорную стенку при жёстком основании, подтверждённый в качественном и количественном отношении результатами модельных исследований; зависимости для определения динамического давления грунта на подпорные стенки уголкового профиля при различных значениях податливости основания, подтвержденные результатами экспериментальных исследований в полунатурных условиях;

- аналитические методы определения напряжений в галереях под насыпями при продольном сейсмическом воздействии и динамических нагрузок от грунта при воздействии поперечном, получившие качественное и количественное подтверждение в результатах модельных исследований; модификация метода кругло-цилиндрических поверхностей скольжения, позволяющая учесть влияние армирующих элементов и сил сопротивления на контактах сооружения с жёсткими бортами русла при сейсмических нагрузках, которая подтверждена результатами изучения двух модельных объектов в стадии разрушения.

Представленные в диссертации результата многолетних экспериментальных исследований были использованы при проектировании сооружений ряда гидроузлов, возведенных в районах с повышенной сейсмической активностью: Токтогульского, Курпсайского, Кировского, Алаарчинского, селезащитной плотины на р.М.Алматинка

Полученные в работе результата позволяют сделать следующие

1. Адесман В.Б. Разработка конструкции и обоснование несущей способности многоарочной плотины на нескальном основании (на свайном фундаменте). Автореферат диссертации канд. техн. наук, М., 1990, с.22.

2. Барвашов В.А., Воронель Д.А. Сооружения из армированного грунта// НИИОСП им.Герсеванова, Строительство и архитектура, Строительные конструкции, вып. 7, НИИОСП, М., 1984, с.68.

3. Бахтин Б.М., Гончаров Ю.Т., Думенко В.И., Чернявский В.Л. Исследование сейсмостойкости гидросооружений на моделях из «эквивалентных» материалов// Гидротехнические сооружения, Труды МГМИ, том 58, М., 1978, с.93. 100.

4. Бахтин Б.М., Шарков В.П. Некоторые вопросы исследования сейсмостойкости селеудерживаюгцей плотины на р.Б.Алматинка// Гидротехнические сооружения, Труды МГМИ, том 58, М., 1978, с.100. 107.

5. Бахтин Б.М., Думенко В.И. Исследование сейсмостойкости бетонных гравитационных плотин облегчённого профиля//. Гидротехническое строительство, № 5,1979, с.17.21.

6. Бахтин Б.М., Нгуен Ван Хуан. Определение сейсмического давления грунта на жёсткую подпорную стенку// Гидротехнические сооружения, основания и фундаменты, Труды МГМИ, том 62, М., 1979, с.104. 114.

7. Бахтин Б.М., Шарков Б.П. Результаты экспериментальных исследований сейсмостойкости селезащитной плотины на р.Б.Алматинка// Гидротехнические сооружения, основания и фундаменты, Труды МГМИ, том 62, М., 1979, с.115. 122.

8. Бахтин Б.М., Нгуен Ван Хуан. Определение сейсмического давления грунта на жёсткую подпорную стенку// Гидротехническое строительство, № 1,1980, с.41.45.

9. Бахтин Б.М., Ксенофонтов К.А., Юсупов М. Об исследовании динамического давления грунтов на подпорные стены с учётом податливости основания// Гидротехнические сооружения, основания и фундаменты, инженерные конструкции. Труды МГМИ, М., 1982, с.30.36.

10. Бахтин Б.М., Юсупов М. Экспериментальное исследование на моделях сейсмостойкости уголковой подпорной стенки Нижне-Кафирниганского гидроузла/ / Вопросы мелиорации и мелиоративного строительства, Труды Таджикского СХИ, том 42, Душанбе, 1982, с. 98. 104.

11. Бахтин Б.М., Думенко В.И., Самойлов С.Д. Вопросы методики исследования сейсмостойкости подземных гидротехнических сооружений// Материалы конференций и совещаний по гидротехнике, Энергоатомиздат, А., 1982, с. 130. 133

12. Бахтин Б.М. Совершенствование методики исследования сейсмостойкости гидротехнических сооружений на моделях// Изв.ВУЗов, Строительство и архитектура, № 6,1983. с.98.103.

13. Бахтин Б.М. Оперативное определение свойств хрупких модельных материалов// Изв. ВУЗов, Строительство, № 7-8, 1995, с. 129. 136.

14. Бахтин Б.М. Критерии моделирования работы одиночных свай// Гидротехническое строительство, № 5,1996, с.42.,.46.

15. Бахтин Б.М. Использование плотин из грунтовых материалов,армированных крупноячеистыми конструкциями в качестве водосбросных сооружений// Гидротехническое строительство, № 10, 1996, с.45.48.

16. Бахтин Б.М. Динамическое поведение бетонных сооружений, взаимодействующих с грунтом засыпки// Гидротехническое строительство, № 8,1998, с. 31. 35.

17. Бахтин Б.М. Определение сейсмических нагрузок на подземные протяжённые сооружжения// Гидротехническое строительство, № 3, 2001, с. 18.22.

18. Бахтин Б.М. Особенности динамической работы плотины изармированного грунта при сейсмических воздействиях// Изв.ВУЗов, Строительство, № 12,2001, с.56. .64.

19. Бахтин Б.М. Определение сейсмического давления грунта на подпорную стенку// Гидротехническое строительство, № 6, 2002, с.50.52.

20. Бахтин Б.М. Устройство для исследований сейсмостойкости271сооружений, A.c. № 7009966, опубл. Б.И. № 2,1980.

21. Бахтин Б.М., Косоуров А.Г., Чернявский В.Л., Гончаров Ю.Т. Состав для изготовления моделей сооружения, A.c. № 730645, опубл. Б.И. № 16,1980.

22. Бахтин Б.М., Пискарев В.Б. Сааков Э.С. Установка для динамических испытаний конструкций, A.c. № 769383, опубл. Б.И. № 37, 1980.

23. Бахтин Б.М., Шарков В.П. Устройство для исследования сейсмостойкости сооружений. A.c. № 8553458, опубл. Б.И. № 29, 1981.

24. Бахтин Б.М., Думенко В.И., Шарков В.П. Стенд для исследования сейсмостойкости сооружений, A.c. № 868403, опубл. Б.И. № 36, 1981.

25. Бахтин Б.М., Пискарев В.В., Думенко В.И., Шарков В.П., Самойлов С.Д. Устройство для исследования сейсмостойкости сооружений, A.c. № 903723, опубл. Б.И. № 5,1982.

26. Бахтин Б.М., Шарков В.П. Пьезоэлектрический датчик давления, A.c. № 972282, опубл. Б.И. №41,1982.

27. Бахтин Б.М., Шарков В.П., Овсенюк Е.А. Стенд для исследования сейсмостойкости сооружений, A.c. № 1245910, опубл. Б.И. № 27, 1986.

28. Гехман A.C. Определение давления грунта на подпорную стенку с учётом сейсмического воздействия// Гидротехническое строительство, № 1,1974, с.37. 39.

29. Гинзбург Л.Н. Противооползневые удерживающие конструкции, Стройиздат, М., 1979, с.80.

30. Голубцова М.Н. Влияние динамической нагрузки на боковое давление и коэффициенты бокового давления песчаного грунта// Основания, фундаменты и механика грунтов, №4, 1968, с. 4.6.

31. Гольдштейн В.М., Ермолинский A.B. Об учёте изменения, прочностных характеристик грунтов при динамической нагрузке//Динамика оснований, фундаментов и подземных сооружений. Материалы У Всесоюзной конференции, Ташкент, 1981, С.224.226.

32. Гордиенко П.И., Шаблинский Г.Э., Коновалов Ф.Д. Модельные материалы для исследования сейсмостойкости бетонных плотан//Сейсмостойкость больших плотин, Трудыкоординационных совещаний по гидротехнике, Вып.87, Энергия, Л., 1973, С.62.64.

33. Гуляев Е.А. Расчёт на сейсмические воздействия гибких и жёстких подпорных стенок// Совершенствование методов расчёта и проектирования гидротехнических сооружений, возводимых в сейсмических районах, Энергия, Л., 1976, с. 214.218.

34. Дорман И.Я. Сейсмостойкость транспортных туннелей, Транспорт, М., 1986, с. 175.

35. Думенко В.И. Бахтин Б.М., Шарков В.П. Устройство для определения скорости упругих колебаний в материале пробы грунта. A.c. № 1332246, опубл. Б.И. № 31,1987.

36. Золотарёв Л.С., Шашкина H.A. Разработка моделирующих материалов 'для исследований арочных плотин на динамические воздействия/ / Динамика сооружений, Труды координационных совещаний по гидротехнике, Вып. 64, часть П, Наукова думка, Киев, 1972.С.206.214.

37. Иванов П.Л. Грунты и основания гидротехнических сооружений. Механика грунтов, Высшая школа, М, 1991, с. 447.

38. Инструкция по подбору искусственных материалов для моделей при исследовании динамики гидросооружений, ВИ 18-80, Минэнерго СССР, М., 1979, с.67.

39. Каганов Г.М, Евдокимова И.М., Хамдамов Б.Х. Моделирование сооружений из армированного грунта// Исследование гидротехнических сооружений и водохозяйственных комплексов, МГМИ, М., 1988, С.64.70.

40. Каганов Г.М., Бахтин Б.М., Бронштейн В.И., Евдокимова И.М., Шералиев Н.И. Поведение плотины из армированного грунта при сейсмических воздействиях// Гидротехническое строительство, № 12,2001, с.17. 22.

41. Капцан А.Д., Глухов Ю.Г. Способы возбуждения сейсмических волн на моделях// Сейсмостойкость больших плотин, Труды координационных совещаний по гидротехнике, вып. 87, Энергия, Л, 1973, с.64. 69.

42. Красников Н.Д. Динамические свойства грунтов и методы их определения, Стройиздат.М, 1970, с.238.

43. Лятхер В.М., Ли А.Т., Иващенко И.Н. Сейсмостойкость Нурекской плотины// Гидротехническое строительство, № 12, 1984, с.14.,.20.

44. Мкртчян A.A., Мнацакян В.Л., Мурадян С.С., Об одной конструкции эластической сейсмической платформы// Бюллетень по инженерной сейсмологии, № 5, Душанбе, 1966, с.65.,.70.

45. Ничипорович A.A. Плотины из местных материалов, Стройиздат, М., 1973, с.320.58.0камото Ш. Сейсмостойкость инженерных сооружений (перевод с англ.яз.), Стройиздат, М., 1980, с.342.

46. Основания, фундаменты и подземные сооружения, Справочник проектировщика, Стройиздат, М., 1985, с.480.

47. Перлей Е.М. Об изменении истинных характеристик внутреннего и внешнего трения движения грунтов под воздействием вибрации//Труды ВНИИГС, вып. 17, Стройиздат, М.- А., 1964, с.

48. Покровский Г.И., Фёдоров И.С. Центробежное моделирование в строительном деле, Издательство литературы по строительству, М., 1968, с. 246.

49. Рашидов Т.Р. Динамическая теория сложных систем подземных сооружений, ФАН, Ташкент, 1973, с.178.

50. Рухадзе A.B. Определение интенсивности давления грунта на подпорную стенку от сейсмического воздействия// Сейсмостойкость сооружений, Мицниереба, Тбилиси, 1965, с.99. 114.

51. Рухадзе A.B. Активное давление грунта на подпорные стенки при сейсмических воздействиях, Автореферат диссертации канд.техн. наук, Тбилиси, 1966, с.15.

52. Сапожников А.И., Гуляев Е.Д. Расчёт шпунтовых и подпорных стенок на статические и динамические нагрузки методом конечных элементов// Сейсмостойкость гидротехнических и подпорных сооружений Приморья, часть 1, Владивосток, 1972, с.87. 91.

53. Снитко Н.К. Статическое и динамическое давление грунтов и расчёт подпорных стенок, Издательство литературы по строительству, Л., 1970, с. 207.

54. СНиП П-7-81 Строительство в сейсмических районах, М., 1982, с.49.

55. Соколов АД. Влияние трения по боковым граням призмы обрушения на величину активного давления грунта// Труды МГМИ, т.49, М., 1976, с.108. 115.

56. Учёт сейсмических воздействий при проектировании гидротехнических сооружений (пособие к разделу 5: Гидротехнические сооружения СНиП П-7-81), Л., 1986, с.310.

57. Хамдамов Б.Х. Несущая способность гидротехнических сооружений из армированного грунта, Диссертация на соискание учёной степени канд.техн.наук, М., 1991, с.226.

58. Цагурия Т.И. Динамическое давление грунта на подпорную стенку//Сообщения АН Груз.ССР, №2,1971, с.369.,.372.

59. Чернявский В.Л., Хвастунов Р.И. Исследование физико-механических свойств модельных материалов в зависимости от составляющих смеси// Сейсмостойкость больших плотин, Труды координационных совещаний по гидротехнике, вып. 87, Энергия, Л.,1973, с.83.,.87.

60. Шарков В.П., Бахтин Б.М., Белохвостов В.А. Разработка комплекта аппаратуры для измерения динамического давления грунта// Гидротехнические сооружения, основание и фундаменты, Труды МГМИ, том 62, М., 1979, с.157. 163.

61. ТТТихиев Ф.М., Яковлев П.И. Пассивное сопротивление грунтов при сейсмическом воздействии// Динамические расчёты воднотранспортных сооружений. Труды координационных совещаний по гидротехнике, вып.66, Энергия, Л., 1971, с.157. 162.

62. Эйдельман С.Я. Исследование статической работы гидротехнических сооружений, оснований и фундаментов, испытание и исследование свойств строительных материалов, в кн. Экспериментальные исследования сооружений, Энергия, М.- Л., 1967, с.87. .115.

63. Яковлев П.И. Определение активного и пассивного давления грунта на пологае стенки водно-транспортных сооружений// Труды координационных совещаний по гидротехнике, вып.66, Энергия, Л., 1971, с. 168.173.

64. Bronislav Bakhtin, Isabel C.Cardoso, Estudios experimentales de los pilotes colgantes aislados de sección circular en los suelos arenosos//Ingeneria estructural y vial, Instituto superior politécnico, Habana, Cuba, # 3, 1989, p.195. .214.

65. Mc.Clelland B. Desing of deep penetration piles for ocean structures, J-l Geot.Eng.Div.ASCE, V.100 #GT-7, p.709-747

66. Gresillon T.M., Foray H., Pucch F., Terriez T.M. Foundations profondes en milien pulverulent, Res. of the 8-th conf. Soil mech. and found. Eng., v.2.1, Moscou, 1973, pll9.124.

67. Mansur C.I., Hunter A.H. Pile tests -Arcansas river, J -1 of the Soil mech. And found. Eng. Div. Proc. ASCE, V.96, # SM5,1970, p.l545.1582.

68. Matsuo H., Ohara S. Lateral earth pressure and stability of quay walls during earthquakes. Proc. SWCEE, Tokyo, 1968, VI, p.l65.182.

69. Meyerhof G.G. Bearing capacity and settlement of pile foundations, J-l of geot. Eng. Div.Proc.ASCE,V. 102 #GT3,1976, p.196,.,228.

70. Mogami T., Kubo K. The behavior of soil during vibration, Proc. Of III-SMFE, V.3,1953, pl52.155.

71. Poulos H.G., Davies E.H. Pile foundation analisis and desing, John Wiley and Sons, 1980, p.397.

72. Seed H.B., Lee K.L. Liguefaction of saturated sands during ciclic loading, Proc. ASCE, V.92, #SM6,1966, p.l05.134.

73. Schlosser F. La terre armee, Recherches et realizations, Laboratoires des ponds et chausses, Bulletin de liaison, # 62,1972, XI-Xn, p.79.92.

74. Vesic A.S. Tests on instrumented piles, Ogeeche River site, J-l of the Soil mech. And found. Eng. Div. Proc ASCE, V. 96, # SM 2,1970, p.561.584.

75. Vijayvergiya V.N., Focht J.A. A new way to predict capacity of piles in clay, 4-th annual O.T.C, V.2, Houston, Texas, p.865-871.