автореферат диссертации по строительству, 05.23.02, диссертация на тему:Взаимодействие подпорных стен с основанием и обратной засыпкой с учетом упруго-пластических свойств грунтов

ВСЕРОССИЙСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ ГИДРОТЕХНИКИ имени Б. Е. ВЕДЕНЕЕВА

На правах рукописи

БЕЛЛЕНДИР

Евгений Николаевич

ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ ПОДПОРНЫХ СТЕН С ОСНОВАНИЕМ И ОБРАТНОЙ ЗАСЫПКОЙ С УЧЕТОМ УПРУГО-ПЛАСТИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ГРУНТОВ

Специальность: 05.23.02 — основания и фундаменты

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

САНКТ-ПЕТЕРБУРГ - 1992 г.

Работа выполнена во Всероссийском научно-исследовательском институте гидротехники имени Б.Е.Веденеева

НАУЧНЫЙ РУКОВОДИТЕЛЬ - доктор технических наук,

Защита состоится " Д/Г " ^ ^¡-¡¿^ 1992 года в ^С" часов

на заседании специализированного совета Д.144.03.01 при Всероссийском научно-исследовательском институте гидротехники имени Б.Е.Веденеева по адресу: 195220, г.Санкт-Петербург, К-220, Гяатсхая ул., 21, актовый зал.

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке института

профессор В.Н.НИКОЛАЕВСКИЙ

ОФИЦИАЛЬНЫЕ ОППОНЕНТЫ

доктор технических наук, профессор кандидат технических наук, ст.н.с.

А.К.БУГРОВ Л.А.ЭЙСЛЕР

Ученый секретарь специализированного совета кандидат технических наук-

Т . В. ИВАНОВА

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Решение проблемы повышения экономичности а надежности технических решений в капитальном строительстве связано, в частности, с совершенствованием методов расчета и проектирования удержьвахздих грунт сооружений и подпорных стен, широка применяемых в различных областях народного хозяйства.

Ограждающие и удерживающие грунт сооружения и подпорные стены различного назначения применяются в промышленном, гражданском, транспортном и гидротехническом строительстве. Особую важность приобретает надежность методов расчета и проектирования таких сооружений в гидротехническом строительстве, так как в большинстве случаев они возводятся в сложных инженерно-геологических условиях, на слабых основаниях, а по условиям эксплуатации должны воспринимать значительные горизонтальные нагрузки, претерпевать сложный характер нагружения и перемещений. Несмотря на наблвдаемуто в последние годы тенденцию к расширению применения тонкостенных подпорных конструкций, подпорные стены гравитационного типа по-прежнему находят широкое применение, а во многих случаях иы не может быть найдено альтернативы. Кроме того, целый ряд

I

энергетических сооружений ( здания гас, заглубленные гидротехнические сооружения ТЭЦ и АЭС и др.) с точки зрения взаимодействия с основанием и грунтовым массивом могут рассматриваться как гравитационные подпорные стены.

К настоящему времени наметилась тенденция к совершенствованию методов расчета таких сооружений на основе нелинейной механики грунтов и Современных численных методов. Это позволяет в рамках единого подхода определить напряженно'деформированное состояние основания и грунтового массива, величину и характер распределения давления грунта на элементы конструкции сооружения и их деформации, оценить общую устойчивость сооружения, учесть нелинейность механического поведения грунтов при деформировании, неоднородность свойств грунтов оснований и обратных засыпок, последовательность возведения и загружения сооружения.

Цель работы. Целью работы является исследование напряженно-деформированного состояния системы "подпорное сооружение -основание -обратная засыпка" с учетом упрочнения и разупрочнения грунта и последовательности наращивания сооружен-ния и разработка на этой основё уточненной методики прогноза давления грунта на подпорные конструкции и их смещений.

Для достижения указанной дели были поставлены следующие задачи исследований:

- выполнить анализ имеющихся экспериментальных данных о давлении грунта на подпорные стены и закономерностях его «формирования, методов расчета бокового давления и упруго-пластических моделей грунтов;

- разработать методику расчета напряженно-деформированного состояния системы "сооружение-основание-обратная засыпка" на основе решения системы уравнений теории пластического течения с упрочнением (разупрочнением) и неассоциированным законом течения методом конечных элементов и позволяющую учитывать поэтапность наращивания сооружения,"

- провести численное исследование НДС грунтового массива при различных величине и форме смещений жесткой подпорной стенки, выявить основные закономерности формирования НДС и связанные с ними различия в величине и характере распределения давления грунта, изучить влияние на НДС и боковое давление грунта вида закона течения и упрочнения среды, параметров модели,исходного напряженного состояния, условий на контакте грунта со стежкой;

- в ранках модели жестко-пластической среды с внутренним трением и дилатансией дать адекватное описание явлений скольжения и локализации деформаций в полосы сдвига б грунтах ;

- разработать методику определения параметров модели с учетом статистического разброса опытных данных;

- провести сопоставление натурных данных о давлении грунта на стенку заглубленного гидротехнического сооружения с результатами расчетов МКЭ с учетом и без учета последовательности возведения сооружения и упрочнения грунта.

Методика исследований. Работа выполнена в теоретико-экспериментальной постановке с использованием основных положе-

ний и методов механики грунтов.теории упругости, математической теории пластичности и численных методов конечных элементов (МКЭ) в теоретических разделах и метода трехосного сжатия образцов грунтов в экспериментальной части.

Научную новизну составлают:

- методика расчета совместной работы системы "подпорное сооружение-основание-обратная засыпка", позволяющая учитывать различные воздействия на сооружение (нагрузки, перемещения, обт емные силы и т.д.) и последовательность его наращивания, основанная на решении методом конечных элементов системы уравнений теории пластического течения с упрочнением (разупрочнением) и неассоциированным законом течения;

- результаты численных исследований закономерностей формирования НДС грунтового массива и давления грунта на подпорную стену при различной величине и форме ее перемещений, влияния вида закона течения и упрочнения, параметров модели, исходного напряженного состояния и условий на контакте грунта со стенкой;

- результаты расчетов МКЭ совместной работы системы "заглубленное сооружение-основание-обратная засыпка" с учетом и без учета последовательности возведения и упрочнения грунта и их сопоставление с данными натурных наблюдений о давлении грунта на стены сооружения;

- экспериментальное подтверждение основных положений дилатансионной упругопластической модели В.Н,Николаевского в испытаниях песчаных грунтов в условиях трехосного сжатия и методика определения параметров модели с учетом статистического разброса данных опытов;

- способ описания явления локализации деформаций в полосы сдвига и развития слоя скольжения в рамхах модели жестко-пластической среды с внутренним трением и дилатансией и дополнительные условия их появления;

- решение задачи о радиальном течении гранулированной дилатиругацей среды в осесимметричном сходящемся канале и условия потери устойчивости таким течением.

Практическое значение. Разработана методика расчета МКЭ совместной работы системы "подпорное сооружение- основание-обратная засыпка" с учетом упрочнения и разупрочнения

грунта и последовательности возведения и загружения сооружения, позволяющая повысить точность прогноза НДС и прогноза поведения такой системы. Использование разработанной методики и результаты выполненных исследований дают возможность выбора и обоснования наиболее рациональных конструкций подпорных сооружений и их армирования, уточнить рекомендации действующих нормативных документов по давлению грунта. Установлено соответствие результатов численных расчетов с данными натурных наблкдений.

Реализация работы. Результаты работы в части экспериментальных исследований использованы НПО "Моринжгеология" при разработке ВСН "Методика трехосных испытаний грунтов шельфа".

Результаты исследований использованы при разработке методических указаний " Расчеты на ЭВМ осадок, кренов и устойчивости заглубленных гидротехнических сооружений АЭС", выполненной для Ленинградского отделения Атомэнергопроект, а так же изменений в СНиП 2.02.02 - 85 "Основания гидротехнических сооружений".

Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались на б Всесоюзном съезде по теоретической и прикладной механике (Ташкент, 1 986 г.), на Всесоюзной конференции "Использование достижений нелинейной механики грунтов в проектировании оснований и фундаментов" (Йошкар-Ола,1989 г.), на 5 Международной Балтийской конференции (Таллинн,1991 г.), на 5 Европейской конференции молодых ученых геотехников (Гренобль,1991 г.).

Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано 9 печат ных раб от.

Объем работы. Диссертация состоит из введения ,четырех глав, заключения, списка литературы (172 наименования). Работа содержит 166 страниц машинописного текста, 48 рисунков, 5 таблиц.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы диссертации, сформулированы цель и задачи теоретических и эксперименталь-

»и исследований, излагаются положения, выносимые на защиту, яаучная новизна и практическая значимость работы и дается ее эбщая характеристика.

В первой главе дамы анализ и обобщение экспериментальных исследований давления грунта на подпорные сооружения, рассмотрены основанные на разных предпосылках теоретические ра-5оты по определению давления грунта засыпок на подпорные конструкции, в том числе использующие нелинейные модели грунта и численные методы. Здесь же дан обзор некоторых наи-5олее разработанных моделей нелинейного деформирования грунтов .

Рассмотрены результаты экспериментальных исследований по определению давления грунта на подпорные сооружения в натурных условиях и на моделях, которые проводились советскими и зарубежными исследователями: И.В.Яропольским, К.Терцаги, Г.П.Кананяном, Л.И.Прилежаевым, Г.А.Дубровой, М.Н.Варгиным, Л.М.Сахновским, Б.Л.Тарасовым, Л.Н.Емельяновым, З.В.Цагаре-яи, Ф.М.Шихиевым, Г.Е.Лабезником, Г.К.Клейном, И.Н.Снит-ко,Г.П.Чеботаревым, П.Роу, Б.Бромсом, В.И:Щербиной, А.3,Зархи, О.Калгслеем, Р.Стройером, Г.Маллиганом и др.

Обзор натурных наблюдений и модельных исследований показывает, что и характер распределения и величины наблюдаемого бокового давления грунта могут значительно отличаться от рассчитанных рекомендованным* в нормативных документах инженерными методами, причем формирование давления грунта в значительной мере определяется направлением и формой смещения сооружений.

У истоков развития теории давления грунтов на ограждения стояли Ш.Кулон, К.Кульман, Г.Ребхан, Э.Ломейер. В последующем большой вклад, в разработку и совершенствование методов определения давления грунта внесли У.Ренкин, К.Терцаги,

B.В. Соколовский, М.Н. Горбунов- Посадов, И.Н. Герсеванов ,

C.С.Голушкевич, Б.А.Флорин, В.С.Христофоров, В.И.Новоторцев, В.Г.Березанцев, А.Я.Будин, Г.К.Клейн, Г.А.Дуброва, А.Л.Може-витинов, Н.Н.Маслов, А.С.Строганов, П.И.Яковлев, В.Л.Ли, И.Оде, В.Ф.Чен, К.Росхо и др.

До настоящего времени инженерные методы расчета базируются на двух основных подходах: исходя из рассмотрения пре-

дельного равновесия системы сооружение-грунтовый массив и исходя из рассиотрения линейной стадии работы этой системы. Модель линейнодсформируемой среды, использующая математический аппарат линейнои теории упругости, является широко распространенной моделью грунта, сднако, она имеет крайне ограниченное и не бесспорное применение к расчетам подпорных стен.Применимость решений теории линеино-. деформируемой среды определяется соотношением размеров областей предельного равновесия грунта и размеров сооружения и если-размеры этих областей достаточно велики, то применение линейной теории для определения полей напряжений и деформаций грунтовой среды приводит к с-уадест венным погрешностям и принципиально не должно считаться допустимым.

При наличии предельного состояния во всех точках рассматриваемой области грунта должна применяться теория предельного равновесия, являющаяся крайней противоположностью модели линейнодеформированной среды. Опыт показывает, что теория предельного равновесия оправдывается при достижении грунтом деформаций, достаточных для образования предельного напряженного состояния во всей области. Однако, наличие такого состояния следует рассматривать только возможным, но не обязательным. Чаще всего предельное равновесие охватывает лишь часть массива, тогда как другая его часть остается в допредельном состоянии. Вследствие этого возникает так называемое смешанное напряженное состояние со смещающимися при нагружении границами между этими частями, а теоретическая задача определения напряженно- деформированного состояния относится к числу смешанных задач теории упругости и предельного равновесия грунта. В то же время, нельзя недооценивать теорию предельного равновесия, мощные методы которой могут быть развиты и усовершенствованы. Однако, для обоснованного ее использования должны быть четко сформулированы условия и границы применимости.

Давление грунта на подпорные стены определялось в ряде исследований на основе приближенного решения смешанной задачи с использованием тех или иных допущений. Применимость этих решений, однако, ограничена, так как характер и величина перемещения стены р них предполагается известными. В то

ке время, в большинстве практически важных задач характер теремещения стены, а тек более его величину заранее предска->ать невозможно. Для последовательного и надежного решения зопроса о давлении грунта, на подпорные сооружения требуется рассмотрение совместной работы системы "сооружение-основание- обратная засыпка". Такую возможность дают современные ■гислеяные методы, позволяющие учесть сложные геометрические £оркы ограждаюцих сооружений, последовательность их возведения и загружения, неоднородноеть грунта основания и обратной 5асыпки и, что особенно важно, использовать в расчетах моде-ти нелинейной механики грунтов.

Из всей совокупности нелинейных моделей грунтов наибольшую разработанность и практическую значимость имеют упруго-пластические модели. В создании упруго-пластических моделей грунтов большое значение имеют теоретические и экспериментальные исследования Д.Друккера, В.ГГрагера, В.Н.Николаевского, А.Л.Гольдина, Г.А.Гениева, Ю.К.Зарецкого, В.Н.Широкова, А.К.Бугрова, И. Л. Бойко, В..Н. Ломбардо, Е.И.Дидуха, ■1. В. Малышева, А.С.Строганова, 3. Г. Тер-Мартиросяна, А.С.Кузнецова, В.Г.Федоровского, П.Вермеера, О.Зенкевича, К.Пуру-ласба, П.Роу, Л.Скофидда, К,Рота, К.Роско, Д.Вурланда, ».Татсуоки и др.

Анализ отечественной и зарубежной литературы по приме-аению численных методов с нелинейным описанием деформирования грунтов показывает широкое возможности этих методов для моделирования процесса формирования напряженно-деформированного состояния грунтового массива и бокового давления грунта яа гравитационные подпорные сооружения и качественно правильно его описывают. В то же время, получение достоверный результатов для реальных сооружений в широком диапазоне изменения свойств грунтов, внешних воздействий, конструктивных эсобенностей и т.д. требует апробирования подобных методов путем сопоставления результатов расчетов с данными натурных а модельных исследований, которые сопровождаются достаточно полным набором инструментальных и лабораторных (для определения параметров моделей грунтов) экспериментов.

Во второй главе в рамках модели жестко-пластической греды с внутренним трением и дилатансией при плоской дефор-

мации дан анализ описания явлений локализации деформаций I скольжения а грунтах, явление локализации деформаций рассмотрено как неоднозначность однородного решения, предложена структура слоя скольжения, с совмещенными разрывами напряжений и скоростей смещений и получены соотношения на них, дане решение задачи о радиальном течении дилатиругацей гранулированной среды в осесимметричном сходящемся канале.

Характерной особенностью деформирования многих грунтовых материалов является то, что при достижении достатрчнс большой пластической деформации сравнительно гладкая и непрерывная картина течения уступает место сильно локализованной в полосы сдвига деформации. Во многих случаях потеря устойчивости подпорными сооружениями сопряжена с образование! в грунтовом массиве тонких зон больших деформаций по которых и происходит сдвиг. Поэтому адекватно описание специфически; процессов разрушения грунтов представляет большой теоретический и практический интерес.

Система уравнений, описывающая жестко-пластическое плоское течение грунтовой среды с внутренним трением и неас-социированным законом течения подразделяется на подсистем; для напряжений и скоростей и имеют по паре характеристик ориентированных под углом ¿1 (— ЧУ2. ) 1

(*ЦУЦ 4" >|)/2 ) к направлению действия максимальногс

главного напряжения. Здесь ^ - угол внутреннего трения, ""О угол дилатансии.>Локализация деформации является специфическим проявлением кинематики течения и совпадает с линией нулевого растяжения (К.Ррско) , каковыми в модели жестко-пластической среды являются характеристики поля скоростей смещений. Так как угол дилатансии всегда меньше угла внутреннее трения , то в модели неассоциированной пластичности лини; скольжения (характеристика поля скоростей) никогда не совпадает с линией предельного равновесия (характеристикой пол; напряжений).Результаты специально выполненных эксперименто! ( Я.Вардолакис, К.Артур ) показали, однако, что реальна! ориентация полосы локализации деформаций не совпадает ни < линией предельного равновесия ни с линией нулевого растяжения , а внутри полос локализации наблвдается ротационное движение частиц и для описания такого течения требуется, Бообщ*

говоря, использование определяющих уравнений михрополярной механики.

Чтобы получить удовлетворительное описание явлений скольжения и локализации деформаций в рамках модели жестко- пластической дилатирующей среды в нее введены совмещенные разрывы напряжений и скоростей смещений. Полоса скольжения рассматривается как гонкий слой, обеспечивающий переход от одного поля скоростей х другому (рис. 1 ), границами которого служат сильные разрывы напряжений 1 и 2 на рис. 1. Он разделяет массивы "+" и "-" , различающиеся в общем случае напряженным состоянием и текущими значениями параметров пластического течения. Из анализа кинематики течения и условий на сильных разрывах напряжений получено выражение для углаJ4 либоJJ ), определяющего ориентацию слоя скольжения к направлению главного напряжения в области "+" (либо "-"). Во всем диапазоне изменений параметров У* и l)*значения

углаJJ лежат в диапазоне < JU < , При переходе через границу слоя среднее давление и действующее вдоль нее нормальное напряжение претерпевают разрыв, а угол трения^вдоль линии скольжения (угол трения Кулона) определяется через значения углов внутреннего трения(f и дилатансииV внутри полосы скольжения: ^ ^

igf^ -f^, . (Я

£ ~ sin У* SLbV*

В случае равенства параметров трения в областях и " и

-лих отличия от величины угла внутреннего треиия У внутри полосы, слой скольжения не меняет напряженного состояния в массиве, где он появился, и может быть отождествлен с полосой локализации деформаций. В этом случае вдоль полосы скольжения как единого целого выполняется закон поверхностного трения Кулона

е^-И^ -Н)tyf-o (2)

Ориентация такого слоя хороню согласуется с данными опытов, а условие У* ¿У*-У означает, что уже в момент появления полосы локализации свойства среды внутри слоя скольжения должны отличаться от свойств грунта в окружающем массиве и

параметры , иди ¿¡ф - , и Ч) следует рассматривать

как дополнительные параметры среды.

Б обшей случае рассмотренная структура слоя и полученные соотношения позволяют описать смешение друг относительно друга двух массивов грунта, находящихся в различном напряженно- деформированном состоянии и имеющих различные свойства ( угол, внутреннего трения, угол дилатансий, плотность), причем угол внутреннего трения и поверхностного трения У являются, хотя и связанными, но не сов падающими параметрами.

Явление локализации деформаций рассмотрено как неоднозначность однородного решения. Сутью данного подхода является анализ "реакции" систем определяющих уравнений, описывающих однородное напряженно-деформированное состояние среды, на малые отклонения от этого состояния и поиска условий, при которых помимо, основного (однородного) решения становится возможным существование и иных, соответствующих наложенным отклонениям. В качестве однородного решения рассматривался равномерно нагруженный главными напряжениями элемент грунта при плоской деформации, на которое накладывалось малое отклонение в виде слоя локализации с показанной на рис.1 кинематикой. Для получения нетривиального решения системы уравнений д/1я малых отклонений здесь требуется отказаться от условия дУ —0 при &.и , 4 1/—к- 0, то есть также предположить скачкообразное изменение значения параметра трения в пределах полосы локализации в момент ее появления. Приведены аргументы в пользу отказа от этого условия.

Б такой постановке скачок угла внутреннего трения рассматривается как дополнительный независимый параметр среды, определяющий потенциальную возможность перехода материала в локализованное течение и зависящий от микроструктуры дисперсного материала. Получено критическое значение скачка угла внутреннего трения /1при достижении которого становится возможным существование полосы локализации деформаций:

4 | ¿р у>0 [4 - сог > (3)

где - значения угла внутреннего трения в исходном (одно-

родном) состоянии, а ориентация полосы локализации по отно-

шению к максимальному главному напряжению при этом становится равной:

га = - • - U- f ^ («

Последний результат, также хорошо согласуется с экспериментальными данными и эмпирической зависимостью Д.лртура.

Рассмотрена задача о радиальном течении дилатирукщего сыпучего материала 8 осесиммегричном сходящемся канале. Система уравнений в частных производных, описывающая осесиммет-ричное течение сыпучей среды, с учетом радиальности течения сведена к системе обыкновенных дифференциальных уравнений. Дана постановка граничных условий, в том числе для случая, когда в материале вблизи стенки образуется застойная зона (зона неподвижного материала). Проведены численные расчеты полей напряжений и скоростей движения материала. Определено положение застойных зон, проведено сопоставление с данными опытов и показано, что учет неассоцимрованности закона течения позволяет получить количественное совпадение. Выполнен анализ, особых точек системы уравнений радиального течения материала и получено, что при значениях эффективного угла внутреннего трения больших tf - 38* оно становится неустойчивым, что согласуется с экспериментальными данными.

В главе 3 приведены результаты численного исследования методом конечных элементов формирования НДС в грунтовом массиве и бокового давления грунта в процессе смешения жесткой подпорной стенки при плоской деформации. Для выполнения расчетов использовался разработанный во БНИИГ программный комплекс "DISK", предназначенный для решения МКЭ ряда задач механики сплошных сред, встречающихся при расчете энергетических сооружений. Для решения упруго-пластических задач используется метод дополнительных нагрузок и принято допущение о пропорциональном изменении деформаций в каждом конечном элементе в пределах одной ступени нагружения. Поведение грунтовой среды описывается инкрементальной моделью неассо-циированной пластичности В.Н.Николаевского в общем виде. При выборе типа конечных элементов учитывалась необходимость решения задач предельной несушей способности, когда значитель-

ное число конечных элементов переходи? в предельное состояние. Для повышения эффективности алгоритма реализована специальная процедура осреднения поля деформаций на каждой итерации. Предусмотрен учет послойного наращивания сооружения путей суммирования напряжений и перемещений возведенной части сооружения от,действия веса каждого вновь возводимого слоя. Учитывается последовательность приложения нагрузок и прослеживается возникновение н рост пластических областей в процессе нагружения. Имеется возможность задания начального напряженного состояния с произвольным значением коэффициента покоя К . Расчеты выполнялись для вертикальной стены высотой Н = 10 метров и грунтового массива размерами 20м х 40м. В качестве грунта обратной засыпки использовался песок с J^ -1550 кг/мЗ.

Было выполнено три серии расчетов. В первой серии исследовались закономерности формирования бокового давления и НДС для гладкой стенки при двух направлениях ее движения (на грунт и от грунта) и трех вилах смещений (поступательное, повороты вокруг верхнего и нижнего ребра). Грунт описывался моделью идеального упруго-пластического тела. Для случая поступательного движения изучалось также влияние параметров модели (мод/ль деформации 30 МПа и 60 МПа, угол.внутреннего трения 30° и 40° ) , вида закона течения (ассоциированный"!) - Ф и условие пластической несжимаемости =0) исходного напряженного состояния (коэффициент давления покоя Ке - 0.45 и 1.0) на величину эквивалентного коэффициента бокового давления Н

о

и характер распределения давления по высоте стены. Результаты расчетов по изменению К с ростом перемещений стены А показаны на. рис.2. Выполненные расчеты показали, что конечные значения эквивалентного коэффициента бокового давления Ка и Кр при равномерном поступательном движении стены хорошо согласуются с вычисленными методами предельного равновесия. Распределение напряжений в этом случае близко к линейному. На этапах деформирования, предшествуюцих достижению предельного состояния, эпюра бокового давления имеет отличное от

треугольной очертание. Вид закона течения не оказывает существенного влияния на значения Ка и Кр и характер распределения бокового давления. Перемещения стены й а и Л р,необходимые для достижения коэффициентом бокового давления конечных значений существенно зависят как от параметров грунта, так и от исходного напряженного состояния. На основе анализа изменения напряженного состояния вблизи стенки и с привлече нием результатов расчетов получены приближенные оценки требуемых для достижения предельного состояния перемещений Л а и Л р :

Ае « ¿2 а-^ш^.^ун- (Хр ,

Н Е:

(5)

¿Л ^ 'Га >

~ У2 ^ - ) Ао ~ ' Г/с» - к?о)

При поворотах вокруг верхнего и нижнего ребер значения Ка несколько больше, а Кр меньше соответствующих поступательному движению и расчеты по методам предельного равновесия идут не в запас. Распределение напряжений значительно отличается от обычно принимаемого при проектировании как на промежуточных стадиях, так и к. моменту достижения конечных значений Ка и Кр.Так, при повороте на грунт вокруг верхнего ребра в пределах верхней половины стены давление близко к давлению покоя и даже активному,а у нижнего края в 1 . 5 раза превосходит пассивное. Исключение составляет случай поворота от грунта вокруг нижнего ребра,где в предельном состоянии боковое давление превосходит активное только в пределах 0.1 Н от нижнего края стены. Для случая поворота стены вокруг верхнего ребра сохраняется справедливость оценки ( 5 ) для отношения йр/Лл. >а сами значения могут быть оценены по формулам (5) с введением корректирующего множителя ~ 1.5. При повороте вокруг нижнего ребра значения и Ар существенно превосходят соответствующие поступательному движению.

На первых этапах движения стены пластические зсны формируются у свободной поверхности и у нижнего края стены и развиваются навстречу друг другу. Интенсивность развития зон

©

®

А

©

е*

в*

10

Х,Т

Рис.1. Структура слоя скольжения.

Рис.2. Изменение коэффициента бокового давления при перемещении гладкой стены.

зависит от вида перемещения стены. Конечные значения Ка и Кр достигаются при слиянии зон пластических деформаций. При дальнейших перемещениях стены Ка и Кр практически ие менялись , а зона пластических деформаций сжималась в достаточно узкую полосу. Анализ поля приращений перемещений показал, что в этот момент в массиве формируется область квазитвердого движения, отделенная от остального массива тонкой переходной зоной,в которой концентрируются деформации сдвига (4 - 5 узлов сетки).Пластическая полоса в целом совпадает с этой зоной. В пределе, при сгущении сетки конечных элементов, пластическая полоса совпадает с характеристикой поля скоростей смещений и для гладкой стенки ориентирована под углом£= Ж/Ч к вертикали.

Во-второй серии аналогичные описанным выше расчеты были выполнены для шероховатой стенки. Характер формирования НДС и развития бокового давления в целом подобен таковым для гладкой стены.При поступательном движении стены форма поверхности сдвига близка к плоской при движении от грунта и имеет криволинейное очертание при движении на грунт. Силы трения на стенке мобилизуются по мере ее продвижения, причем характер распределения угла трения £ на стенке зависит от вида перемещения. Полная мобилизация сил трения на стенке наблвдается при достижении конечных значений Ка и Кр и в этот момент угол трения & имеет практически постоянное значение по высоте стены. Конечные значения Ка близки к вычисленным инженерными методами ( СНиП 2.06.07 - 87 ), а значения перемещений Лд несколько превосходят соответствукхцие гладкой стенке и могут быть оценены по ( 5 ) с введением хорректиругацего-множителя ^ * • 1 - 1.2. Коэффициенты пассивного давления по СНиП при полной мобилизации трения превосходят полученные в расчетах МКЭ на 10% - 15н. Перемещения

4 р для шероховатой стенки существенно превосходят не только

¿4, , но и соответствующие гладкой стенке при ее движении на &

грунт.

В третьей серии расчетов исследовалось влияние упрочнения и разупрочнения на формирование НДС и бокового давления грунта при поступательном движении гладкой стены на грунт. На рис.3 приведены принятые в расчетах изменения угла внут-

ренкего тр-чния от обьемкой пластической деформации и полученные зависимости значения эквивалентного коэффициента бокового давления от перемещений стены. Расчеты показывают, что упрочнение и разупрочнение оказывают существенное влияние как на величину достигаемых значений Кр и Ар , так и характер распределения горизонтальных напряжений. Вследствие различного характера деформирования в разных областях грунта, он становится неоднородным с точки зрения распределения угла внутреннего трения, что приводит к более неравномерному характеру распределения напряжений по высоте стены. Разупрочнение (спад прочности) грунта приводит к тому, что максимальное достигаемое значение Кр меньше поручаемого в расчете по модели идеальной упруго-пластической среды с использование« пикового значения угла внутреннего трения. Причем, чем больше интенсивность спада прочности, тем меньшее значение Кр и при меньших величинах перемещения стеныЛр достигается. Это означает, что если в экспериментах обнаруживается такое поведение грунта, го использование в расчетах по СНиП определенного в опытах пикового значения угла внутреннего трения может привести к завышению коэффициента пассивного давления в целом для сооружения. Б расчетах с учетом упрочнения хотя и наб/подается постепенное увеличение Кр с ростом перемещений стенки, его значение,соответствующее углу остаточного трения, достигается при значительно больших перемещениях стены, чем в случае расчета по модели идеальной упруго-пластической среды.

В главе четыре приведены результаты экспериментальных и расчетных исследований давления грунтов на стену блочной насосной станции БНС-6 Запорожской АЭС. Заглубленная часть ВНС-6 представляет собой коробчатую железобетонную конструкцию с размерами в плане 18.3м х 40м и высотой стен 16 м, максимальные значения расчетных вертикальных напряжений после возведения всего сооружения составляют 0.18 мпа. Одной стороной на полн'ую высоту сооружение выходит в канал технического водоснабжения, а с другой выполняется обратная засыпка из песчаного грунта. Б основании залегает толща песчаных грунтов с глинистыми прослоями. Искусственно приготовленные образцы песчаных грунтов испытывались в лабораторных

Рис.3. Изменение эквивалентного коэффициента бокового давления с ростом перемещений стены.

1

* « ■. I.

- вариант I,

- вариант 2,

- вариант 3»

- давление покоя

- данные натурных наблюдений,

- активное давление

- пассивное давление

«о б^ КПа

Рис.4-. Распределение горизонтальных напряжений по высоте стены.

условиях. Плотность образцов задавалась близкой к плотности грунтов основания и обратной засыпки, которая определялась по результатам полевых работ в процессе возведения сооружения. Опыты выполнялись на приборах трехосного сжатия конструкции ВНИИГ с измерением деформаций в средней части образца. Целью экспериментов были подтверждение приемлемости основных положений упругопдастической модели для рассматриваемых грунтов, подбор функций упрочнения и разработка методики определения параметров модели с учетом статистического разброса экспериментальных данных. В опытах были реализованы два типа траекторий нагружения: 1 тип - гидростатическое обжатие' до своего в каждом опыте уровня напряжений, затем октаздри-ческое нагружение до разрушения', 2 тип - К0-нагружение (нагружение с нулевыми радиальными деформациями), затем на!— ружение по траектории"раздавливания". Такая программа экспериментов дает возможность рассмотреть четыре вида траекторий нагружения в допредельной области и два вида траекторий б области пластического течения с упрочнением. В опытах с К, - нагружениеи траектории напряжений были практически линейными, что подтверждает применимость модели линейно-деформируемой среды в этой области напряжений и позволяет определить значение коэффициента Пуассона. Величина модуля деформации определялась по всей совокупности экспериментальных данных на траекториях К0 - нагружения и гидростатического обжатия. Хотя в каждом опыте наблкдалось отклонение от линейного закона, бся совокупность данных описывалась линейной зависимостью вполне удовлетворительно (коэффициент корреляции X -0.93 ). Также удовлетворительно описываются линейным законом и начальные участки траекторий октаздрического нагружения и "раздавливания". Границей области линейных деформаций считались точки, в которых при заданном уровне напряжений осевая деформация более чем на О.*)* превосходит линейную. Эта граница в исследованном диапазоне напряжений ( ^.0.5 МПа) получена близкой к прямой и не замкнутой. Показано, что в

исследованном диапазоне напряжений можно ограничиться и с—

р

пользованием накопленной пластической деформации объема

качестве параметра упрочнения. Получена линейная зависимость

р

изменения параметра трения сС от £ , а зависимость скорости

V

дилатансии Л от и принята в виде: Л. = л {-6 - \/С

Определены параметры этих зависимостей по всей совокупности экспериментальных данных с -использованием статистических методов. Сопоставление рассчитанных кривых деформирования с экспериментальными показало их хорошее соответствие. По предложенной методике были определены параметры модели для грунтов основания, обратных засыпок; и бортов котлована.

Расчеты МКЭ системы "здание БНС - основание - обратная засыпка" были выполнены для трех вариантов. В первом варианте последовательность возведения не учитывалась, а для описания деформирования грунта использовалась модель идеальной упругопластической среды с ассоциированным законом течения. Во втором варианте использована упруго-пластическая модель, но последовательность возведения также не учитывалась. В отличие от второго, в третьем варианте расчета учтена последовательность возведения, для чего этот процесс был разбит на 11 этапов в целом отражающих действительные условия строительства. Полученные в расчетах распределения бокового давления на момент возведения всего сооружения приведены на рис.4, и, как видно, значительно отличаются как друг от друга, так и от рассчитанных инженерными методами. Во всех случаях наблюдался поворот здания в сторону засыпки с одновременным горизонтальным смешением от нее, однако величина поворота в вариантах 1 и 2 была значительно больше,а смещений меньше,чем в варианте 3, что и нашло свое отражение в эпкрах бокового давления. Падение давления на отметке +5 м вызвано наличием на стене конструктивного выступа.

Для измерения давления грунта на стену здания были ис-использованы датчики давления СД'АС- 7 УКПЗ, тарировка которых показала возможность надежного долговременного измерения давлений в диапазоне 0.01 - 0.35 МПа с погрешностью не более 85«. Датчики монтировались в стену в пределах средней трети по длине сооружения тремя вертикальными рядами на семи уровням. Это позволило определить не только средние значения горизонтальных напряжений, но и их доверительный интервал. Результаты наблкдений приведены на рис, 4 и показывают, что

только в случае учета последовательности возведения сооружения и упрочнения грунта при пластическом деформировании удается получить удовлетворительное соответствие.

V

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. В рамках модели жестко-пластической среды с внутренний трением и неассоциированным законом течения предложено описание явлений разрушения и скольжения в грунтах и структура слоя скольжения. Получены соотношения на сильных разрывах напряжений, являющихся границами слоя скольжения,и получены условия, при которых сдой скольжения описывает явление локализации деформаций. Явление локализации деформаций рассмотрено как неоднозначность однородного решения и получены дополнительные условия, которым должно удовлетворять пластическое течение внутри полосы локализации;

2. Рассмотрена задача о радиальном гравитационном течении гранулированной среды в осесимметричном сходящемся канале, сформулированы граничные условия для напряжений и построены статически допустимые поля напряжений в жестких зонах, определены положения застойных зон и выявлены условия, при которых такое течение становится неустойчивым.

3. Разработана методика расчета напряженно-деформированного состояния системы сооружение-основание-обратная засыпка на основе решения системы уравнений теории пластического течения с упрочнением и неассоциированным законом течения методом конечных, элементов, и позволяющая учитывать поэтапность наращивания сооружения.

4. С помощью разработанного метода исследовано напряженно- деформированное состояние грунтового массива при различных величине и форме смещений жесткой стенки, выявлены

основные особенности формирования НДС и связанные с ними &

различия величине и характере распределения горизонтальных напряжений по высоте стены. Рассмотрено влияние на НДС и боковое давление грунта вида законов течения и упрочнения, параметров модели, исходного напряженного состояния, условий на контакте грунта со стенкой. Выделены случаи, когда расчеты по СНиП [77] дают завышенную оценку коэффициентов боково-

го давления грунта. Получено, что явления упрочнения и разупрочнения оказывают существенное влияние на величину и характер распределения бокового давления и расчеты по модели идеальной упруго- пластической среды не всегда могут давать удовлетворительные результаты при оценке коэффициентов бокового давления для подпорного сооружения.

5. Показана применимость численного метода для решения задач о давлении грунта на подпорные стены в предельном состоянии, в том числе при использовании для расчетов модели идеальной упруго-пластической среды с неассоциированным законом течения при большом различии между значениями углов внутреннего трения, и дилзтансии и модели разупрочнякщейся среды. Дан анализ полученной в расчетах тенденции к локали-з ации деформаций.

S. Еыпо/.нен комплекс исследований ( натурные наблюдения, лабораторные эксперименты, расчеты МКЗ ) по определению бокового давления грунта на подпорном сооружении гравитационного типа { блочная насосная станция' Запорожской АЭС ) . Лабораторные исследования песчаных грунтов позволили подтвердить справедливость основных положений модели неассоции-рованной пластичности и предложить методику определения параметров модели с учетом статистического разброса экспериментальных данных.Сопоставление результатов трех вариантов расчетов МКЭ с данными натурных наблкздений бокового давления грунта на стенку показало, что удовлетворительное соответствие достигается только при учете упрочнения и последовательности наращивания конструкции и обратной засыпки.

Основные результаты диссертации опубликованы в следующих работах.'

1. Алексеев Ю.И., Бёллендир E.H., Кузнецов А,С.Математическое моделирование процессов движения дисперсных материалов в сходящихся каналах с криволинейными стенками//Иссле-дования по аппаратурно-технологическому оформлению и автоматизации химических процессов! Сб. научных трудов ГИПХ.-Л.- 1983,- С.94- 98.

2. Ееллендир E.H., Козлова Г.О., Пластическое течение дилатирующеи среды б коническом канале// б Всесочозщ/Й ггт?е?д

по теоретической и прикладной4механике, Ташкент, 24-30 сентября, 1986, Тезисы,- Ташкент,- 1986,- С,89.

3. Сирота Ю.Л., Беллендир Е.Н., Романовский С.Л. Влияние траектории нагружения на прочность и деформируемоси грунтов // Известия ВНИИГ им.Б.Е.Веденеева._ 1986.- т.193.-С.41-46.

4. Беллендир Е.Н. Ориентация полос локализации б несвязном грунте при плоской деформации // Известия ВНИИ1 им.Б.Е.Веденеева,- 1988.- т.207.- С-3-8.

5. Беллендир Е.Н., Готлиф А. А., Шварц М.М. Численное исследование напряженно-деформированного состояния грунтового массива при перемещении подпорной стенки // Известия ВНИИГ им.В.Е.Веденеева: Сб. научных трудоБ,-. 1989,- т.216,-С.33-08.

6. Николаевский В.Н., Кузнецов А.С., Беллендир Е.Н. Разрывы и локализация деформаций в д i: л а т и р у гаде й среде с внутренним трением / В сборнике: Проблемы механики грунтов v. инженерного мерзлотоведения. под ред. Ю.К.Зарецкого. М.: Ст ройиздат. - 1 990.- С. 177- 187.

7. Eellendir.E.N.,Pridorogina I.V., Shirjaev R.A. Strength and deformability of regularly jointed rock masses during rotation of the principal stress axis // Mechanics of Jointed and Faulted Kpck. Proc. of the International Conference on Mechanics of -Jointed and Faulted Rock, Vienna, 16-20 April, 1990. H.P. Rossmanith ed.- Rotterdam: Balkema.-1990.- p.417-420.

8. Nikolaevsky V.N., Kuznetsov A.S., Bellendir E.N. Mathematical dilatancy theory and condithions at strong discontinuities // International Journal of Engineering Science.- 1991.- v.29,N11 - p.1375-1389.

9. Беллендир Е.Н., Козлова Г.О., Кузнецов А.С., Николаевский В.Н. Течение сыпучих материалов из бункеров при наличии застойных зон // Теоретические основы химической технологии.- 1992,- N1,- С.77- 85.