Данные натурных замеров величин бокового давления на крепление открытых выемок в толще глинистых грунтов

Из рис. 10.24 явствует трудность надежного толкования причин наблюдаемой формы эпюр бокового давления на крепление выемок, заложенных в таких грунтах. Как было объяснено в п. 10.18, в случае выемок в песчаных грунтах форма наблюдаемых эпюр, подобных agehf на рис. 10.24, б, может быть достаточно правдоподобно истолкована перераспределением давления в результате арочного эффекта, действующего в горизонтальном направлении, так как значения коэффициентов KА (давления в активном состоянии) или даже Kn (давления в состоянии покоя), определяющие величину бокового давления в данном случае для верхнего борта выемки, превышают их известные значения для песка. Применительно к выемкам в глинистых грунтах вопрос принимает другой аспект. Следует отметить, что, во-первых, до сих пор существует некоторая неопределенность в части установления действительных величин активного давления и соответствующих значений KA для глинистых грунтов с ненарушенной структурой. Во-вторых, характер эпюры, построенной на основе данных замеренного давления на крепление выемок в глинистых грунтах (кривая aedf), очевидно, соответствует без превышения величине K=0,5. Вместе с тем эта величина представляется достаточно близкой к ее значениям, отвечающим как активному, так и статическому давлениям непереуплотненных глинистых грунтов в природном состоянии. Следовательно, до сих пор еще нельзя определенно говорить о том, что будет определять форму эпюры по замеренным величинам давления во всех случаях, касающихся глинистых грунтов, — перераспределение давлений внутри сползающего клина (см. рис. 10.24,б) или передача давления на грунт, лежащий ниже дна выемки за счет касательных напряжений, действующих на этом горизонте (см. рис. 10.24,а). Возможно, что для повторно уплотняемых нехрупких глин (см. рис. 7.14) при смещении стенки в соответствии с рис. 10.24, С будет более вероятным объяснение, отвечающее рис. 10.24, а. При перемещении стенки в соответствии с рис. 10.24, А или В характер перераспределения давления, отвечающий рис. 10.24,б, окажется, по-видимому, наименее вероятным.

Тщательный замер бокового давления на крепление открытых выемок в пластичных глинах, насколько известно, был выполнен в период строительства метрополитена в Чикаго. Результаты этих исследований опубликованы Р.Б. Пеком.

На рис. 10.25 приведен типичный результат этих исследований (по контракту S-1A). Особый интерес представляет наблюдение направленного внутрь смещения стенки из шпунта MZ 38, которое произошло 3 января 1941 г., когда глубина котлована достигла только 12 футов. Грунт за шпунтовой стенкой был выбран до глубины 8 футов. Обратная засыпка к тому времени не была еще произведена. Таким образом, перемещение шпунтовой стенки в боковом направлении было вызвано глубоким смещением грунта в сторону котлована, о чем свидетельствовали трещины в грузовом туннеле, расположенном ниже его. В проблеме заложения котлованов этот вопрос является одним из важных.

Консистенция чикагской глины, имеющей ледниковое происхождение, варьирует в широких пределах — от пластичной с прочностью на сжатие в одноосном напряженном состоянии qu=0,3 т/фут2 при естественной влажности wn=50%, пределе текучести wL=5% и числе пластичности Ip=35% до твердой консистенции с прочностью на раздавливание qu=0,7 т/фут2 при wn=22%, wL=32% и Ip=12%. В большинстве случаев глина прикрыта слоем песка.

Пек попытался связать замеренные величины бокового давления с прочностью глины на сжатие в условиях одноосного напряженного состояния. Предположения, на которых был основан этот анализ, были сделаны Терцаги. Для учета наличия покровного слоя песка в расчет вводился поправочный коэффициент (при этом qu переходил в qa). На основании результатов натурных измерений была предложена для проектирования эпюра давления трапецеидальной формы, подобная предложенной ранее Терцаги для песков и показанной на рис. 10.21. Было отмечено при этом хорошее соответствие такой эпюры с наблюденной.

Наибольшая возможная величина бокового давления применительно к этой эпюре будет:

где H — полная глубина выемки, а

Следует заметить, что величина Kа по выражению Терцаги—Пека (10.35) отвечает полной величине давления EА. Иначе говоря, ее можно получить из выражения (10.16), принимая угол внутреннего трения для грунта ф=0 и деля оставшуюся величину на полное давление жидкости уН2/2. Таким образом, получается другое выражение и меньшая величина К по сравнению с определенными при оценке величин удельного давления. Различие между этими величинами вызывается тем, что выражение (10.16) для полного давления EА, как это указывалось в п. 10.4 и было показано на рис. 10.2, а, исходит из предположения, что глинистый грунт в контакте со стенкой в верхних горизонтах толщи активно работает на растяжение. С другой стороны, выражение (10.11), которое базируется на понятии об удельных давлениях, будет давать положительные значения К для горизонтов, где растягивающие напряжения уже отсутствуют. Определение величины полного давления по Ренкину—Резалю для вычисления К, как предлагают Терцаги и Пек, что соответствует значениям по выражению (10.35), представляет собой отход от большинства ранее предложенных концепций по этому вопросу, например от концепции, выдвинутой Кейном, отвечающей зависимости (10.20). Однако взгляды Кейна представляются в этом плане более рациональными, так как грунт в контакте со стенкой обычно не может сопротивляться растяжению.

Терцаги и Пек объединили решение Ренкина—Резаля с методами, основанными на общей теории клина Терцаги, хотя только двумя годами ранее Терцаги категорически исключал «возможность использования этой теории определения давления пластичных глинистых или подобных им грунтов с ярко выраженными упругими свойствами на крепление выемок или туннелей». Выдвигая новые предположения, Терцаги не сделал никакой оговорки относительно указанного ограничения, принятого им ранее. Мало того, Терцаги в свое время выступил с заявлением, касающимся исследований, проведенных в Чикаго, о том, что «невероятно, чтобы в данном случае имело место проявление значительного арочного эффекта в горизонтальном направлении». Такое заявление было сделано, несмотря на то, что перераспределение давления, отвечающее общей теории клина Терцаги, связывается главным образом с действием арочного эффекта в горизонтальном направлении, как это и показано на рис. 10.16, б и 10.21, б.

Все эти необъяснимые противоречия вынудили Чеботарева предположить, что соответствие, о котором сообщил Пек, между величинами бокового давления, замеренными в выемках чикагского метрополитена и вычисленными с помощью выражения (10.35), может иметь место лишь при условии определенных ограничений. В последующем Филипп Браун провел анализ данных, приведенных Пеком, и подтвердил эту точку зрения. Рис. 10.26 подводит итог результатам анализа Брауна. При глубине котлована H=15,3 фута зависимость Терцаги—Пека (10.35) дает величины Ка=0. Тем не менее в верхней одиночной распорке, которая стояла там в то время, было зарегистрировано определенное давление, приблизительно соответствующее Kу=0,1. Такое же расхождение между теорией и практикой было обнаружено при глубине котлована H=27,1 фута. Для всех трех распорок зависимость Терцаги—Пека (10.35) все еще давала величину Kа=0, в то время как наблюдениями было зарегистрировано действовавшее на них определенное давление. Однако давление на верхнюю распорку при этом увеличилось и стало отвечать величине Kу=0,3. Эта распорка располагалась в пределах слоя песка. Остальные две распорки были размещены уже в пределах подстилающей толщи глины. Давление на них соответствовало величине Kу=0,2.

Только тогда, когда глубина котлована достигла 40,6 фута и 44 футов (эта величина являлась предельной для данного объекта), было получено приближенное соответствие между величинами, определенными по выражению (10.35) и фактически замеренными. Для верхней части (приблизительно) борта выемки боковое давление более или менее отвечало линии Kу=0,45, глубже оно уменьшалось. Тонкие пунктирные линии на рис. 10.26 соответствуют трапецеидальной эпюре распределения давления, рекомендуемой для целей проектирования Пеком и приведенной на рис. 16.11.

Величины Kа, полученные из выражения (10.35), нанесены на рис. 10.27 в виде зависимости от глубины H котлована для трех значений qu прочности на сжатие в одноосном напряженном состоянии: 0,5; 0,7; 1 т/фут2 во всех случаях для объемного веса у=120 фунт/фут3. Следует отметить, что вплоть до глубин от 34 до 66 футов полученные таким образом величины Ka оказываются соответственно меньшими максимальной величины Ka=0,5, ожидаемой для бокового давления в состоянии покоя и, следовательно, для активного давления глин. На больших глубинах значения Kа, по Пеку, продолжают увеличиваться и превышают вероятный их максимум для состояния покоя, равный 0,5. Так как анализ Брауна, отображенный на рис. 10.26, показал, что давление чикагских глин для глубин меньше 40 футов было больше, чем это следует из выражения (10.35), представляется возможным, что при больших глубинах эта тенденция приобретет обратный характер. Это предположение в последующем подтвердилось. Согласно письму Пека к Чеботареву от 28 мая 1949 г., замеренное давление в новой выемке глубиной 65 футов, заложенной в Чикаго, рассматриваемое давление оказалось меньшим, чем это вытекало по расчету из выражения (10.35).

Аналогичные общие тенденции были выявлены в период строительства подходов к туннелю под р. Маас у Роттердама в Нидерландах. Эти исследования проводились в 1939—1940 гг., т. е. раньше, чем в Чикаго, но из-за военного времени их результаты были опубликованы Ван Бруггеном только в самом кратком виде. Некоторые данные этих весьма тщательных исследований приводятся на рис. 10.28 и 10.29. Эти графики построены на основе данных подробных отчетов, любезно присланных Чеботареву Ван Бруггеном. Характер этих графиков отвечает тенденции, полученной независимо в Принстонском университете в период более поздних исследований — с 1943 по 1948 г.

Перед сопоставлением результатов исследований в Чикаго и Роттердаме следует заметить, что величины К, полученные в Чикаго и показанные на рис. 10.26, по-видимому, отвечают величинам Ks в их трактовке, приведенной ранее; иначе говоря, они должны относиться к межчастичным давлениям, вызванным общим весом скелета грунта и воды, находящейся в порах, несмотря на тот факт, что уровень грунтовых вод, согласно статье Пека, как показано на рис. 10.26, стоял в данном случае довольно высоко. Влияние фильтрационных сил в выражении (10.35) первоначально не учитывалось. Расстояние между источником питания грунтовых вод (р. Чикаго) и открытыми котлованами представляется значительным и превышает 2000 футов применительно к выемке, показанной на рис. 10.25. Следовательно, гидравлический градиент должен был быть весьма малым и равным приблизительно: 32/2000=0,016 при условии, что фильтрация в выемку через замки в шпунтовой стенке или испарение были достаточны, чтобы исключить возможность воздействия на стенку полного гидростатического давления. Это условие, по-видимому, выполнялось, так как иначе, согласно рис. 10.12, только полное давление одной воды (Ks=0) приводило бы к величине Ks+w, равной 0,55, что отвечало бы эпюре давлений, обозначенной на рис. 10.26, г пунктиром. В случае непосредственного подтока грунтовых вод к открытой выемке (при отсутствии стенки) на скелет грунта в пределах 50 футов от края выемки по горизонту будет действовать напор, приблизительно равный только 32(50/2000)=0,8 фута. Таким образом, им вполне можно пренебречь.

В Роттердаме условия как в этом, так и в других отношениях были иные. Туннель строился открытым способом между двумя вентиляционными башнями, возведенными при помощи кессонов. Подходы к этим башням устраивались в открытых выемках, как это показано для левобережного подхода на рис. 10.29,б. Однако следует отметить, что выемка, показанная в целях удобства на этой схеме подходящей к башне перпендикулярно реке, фактически протрассирована по кривой, приблизительно параллельной ей, но расположенной от нее на расстоянии около 300 футов. Общий ход строительства отображен на рис. 16.13 и протекал следующим образом. Вначале экскаваторами был вынут на глубину 14 футов грунт, залегавший выше уровня воды (±0,00). Таким образом была получена широкая траншея со свободно стоящими откосами с обеих ее сторон с заложением 1:1,5. Затем в слое песка до отметки — 66 футов закладывались набивные сваи в качестве основания будущего бетонного туннеля, а по обе стороны будущей выемки, чтобы предотвратить выдавливание в нее покровных пластов глины и торфа, в толще песка закладывались стенки из стального шпунта Ларсен IV (новый). Для той же цели по краю выемки в толщу песка закладывались колодцы грунтового водоотлива. Путем непрерывного откачивания из них воды снималось любое взвешивающее давление на глинистый пласт, который залегал в дне котлована и покрывал песчаную толщу. По мере углубления котлована он крепился соответствующими стальными крепями. Контрольные замеры усилий, воспринимаемых крепью, проводились как в период проходки котлована, так и в процессе бетонирования туннеля на десяти участках — аа—ll, показанных на рис. 10.29, б.

Было установлено, что пластичная глина и торф, перекрывающие толщу песка с кровлей на отметке —66 футов, характеризуются исключительной неоднородностью. Несколько образцов более твердой и более песчанистой глины, отобранные из горизонтов ближе к поверхности, имели естественную влажность wn 27%, предел текучести wL=57% и число пластичности Ip=28%. Однако для большинства образцов эти показатели были более высокими и достигали значений wn=62%, wL=109% и Ip=62%. Один из образцов торфа имел wn=190%, wL=247% и Ip=70%. Испытания на прочность грунтов проводились в камере и показали прочность этих грунтов на сжатие в одноосном напряженном состоянии, близкую к qu=0,5 т/фут2.

Тем не менее голландские инженеры разработали проект крепления выемки исходя не из этих характеристик предельной прочности встреченных грунтов. Вместо этого они положили в основу проекта обнаруженный при испытаниях в камере тот факт, что боковое давление связных: грунтов при активном и статическом состоянии оказалось приблизительно одинаковым, а в условиях завершения консолидации не превосходило величин, соответствующих Ks=0,5. Поэтому они разрабатывали проект исходя из следующих предположений: межчастичное боковое давление на крепление равно половине соответствующего вертикального давления и не уменьшается при удалении части первоначальной пригрузки за счет веса перекрывающей толщи при заглублении котлована вплоть до отметки ±0,00. Вместе с тем предполагалось, что в дополнение к межчастичному боковому давлению грунта на шпунтовую стенку будет действовать полное давление воды. Эпюра распределения давления, отвечающая этим предположениям, показана на рис. 10.28 и 10.29 линией bd.

Может возникнуть вопрос, не окажется ли предположение о полном боковом давлении на стенку воды чрезмерно осторожным в условиях, когда при понижении уровня грунтовых вод противодавление, возникающее за счет напора в подстилающем слое песка, будет полностью снято. Следующие рассуждения, иллюстрированные рис. 10.28, показывают, что водопонижение в толще грунта вызывает другое явление, оказывающее подобный же эффект.

Допустим, что грунт выше отметки ±0,00 полностью насыщен капиллярной влагой. В этом случае линия Ofe на рис. 10.28 будет отвечать давлению жидкости, т. е. вертикальному давлению, вызванному совместным действием веса скелета грунта и воды, находящейся в его порах, применительно к состоянию до отрывки траншеи. Если мы вычтем из величин, определяемых линией Ofe, давление воды рw, то получим линию Ofng, которая соответствует вертикальному межчастичному давлению грунта рvs в его первоначальном состоянии и в условиях полной его консолидации. Линия Obmh будет соответствовать боковому межчастичному давлению грунта phs, равному половине pvs.

В результате откачки воды из подстилающего слоя песка с помощью грунтовых колодцев взвешивание снимается и все давление жидкости станет эффективным. Сразу же за шпунтовой стенкой, т. е. ниже точки а на рис. 10.28, вертикальное давление жидкости будет соответствовать линии апс, а заштрихованный треугольник ngc будет представлять собой избыток вертикального давления над начальным межчастичным давлением Ofng, которое соответствует состоянию завершенной консолидации под начальной пригрузкой толщи. До тех пор пока дальнейшая консолидация не завершится, это избыточное давление ngc будет восприниматься водой, находящейся в порах грунта, и будет одновременно передаваться в боковом направлении без какого-либо уменьшения. Тогда линия bmk будет отвечать боковому давлению на этом начальном этапе водопонижения. Отмеченное выше положение останется справедливым и в том случае, если котлован, доведенный до отметки ±0,00, будет значительно расширен в направлении от шпунтовой стенки. Так как этого в данном случае не было, то по вертикальной плоскости, проходящей через точку r на вершине откоса, будет преобладать другое состояние. Заштрихованный треугольник efng будет тогда представлять собой избыток вертикального давления под начальными межчастичными давлениями Ofng. До начала дальнейшей консолидации оно будет передаваться в боковых направлениях без какого-либо уменьшения, а линия Obd будет отвечать боковому давлению ниже точки r на начальном этапе водопонижения. Так как величина бокового давления, которая может быть передана на нижерасположенные горизонты глинистой толщи касательными напряжениями, в настоящее время еще не может быть надежно оценена, разумно предположить, что все боковое давление, ниже уровня воды и точки r будет передаваться на шпунтовую стенку. Тогда получим линию bd, которая идентична линии, использованной голландскими инженерами при их реальном проектировании. Линия bt будет в этом случае соответствовать боковому давлению после полного завершения консолидации.

При откачке, продолжавшейся в период строительства несколько месяцев, консолидация глины должна была вызывать дополнительное вертикальное давление, определяемое устранением взвешивания. Осадка поверхности грунта в окрестности котлована, наблюденная в период строительства, и установленная связь этой осадки с понижением уровня грунтовых вод подтверждают реальное значение этого вывода.

На рис. 10.29 дается графическое сопоставление бокового давления, замеренного в натуре по действию его на крепь на десяти участках от аа до ll, с линией давлений bd, принятой при проектировании, с одной стороны, и с линиями давления жидкости ас и Oe, с другой стороны. Сплошные жирные линии отвечают замеренному распределению давления при достигнутой проектной глубине котлована; в целом оно достаточно хорошо согласуется с линией bd, принятой при проектировании, которая показана здесь пунктиром. Штрих-пунктирные линии отвечают максимальному давлению, действующему на каждую из распорок, согласно замерам на всех этапах строительства. Следует отметить, что иногда эти максимальные величины даже превышают предельно возможное давление для жидкости, выражаемое линией Oe. Почти все эти высокие максимальные величины были измерены в период бетонирования туннеля тотчас после снятия нижерасположенной крепи. По-видимому, бетон, примыкающий к шпунтовой стенке, в процессе восприятия им нагрузки, которую ранее несла удаленная распорка, несколько деформировался, и это вызвало передачу дополнительной нагрузки на следующую по высоте распорку. Очевидно, нет необходимости учитывать эту возможность, при проектировании крепления, так как подобная перегрузка крепи бывает очень кратковременной и может быть учтена обычными коэффициентами запаса, принимаемыми в настоящее время для стальных конструкций. Отсюда следует, что существенное снижение этих коэффициентов запаса при подобных обстоятельствах нельзя признать оправданным.

Две вертикальные стрелки с буквой P над соединяющей их линией отмечают расчетные давления, которые были бы получены из выражения Терцаги—Пека (10.35), основанного на учете прочности грунта на сжатие в одноосном напряженном состоянии qu=0,5 т/фут2 и при объемном весе у=105 фунт/фут3. Стрелка слева соответствует глубине H рядом со шпунтовой стенкой, а справа — величине H' вплоть до уровня естественной поверхности грунта. Следует отметить, что здесь наблюдалась тенденция, подобная той, которая была отображена Брауном на рис. 10.26 применительно к исследованиям, проведенным в Чикаго. Выражение (10.35) приводит к ненадежным определениям величин бокового давления для котлованов глубиной меньше 34 футов (ср. с рис. 10.27) и ведет при больших его глубинах к экономически неоправданным решениям.

Определение бокового давления, развиваемого глинами, представляется связанным главным образом с решением проблемы их деформации, а не разрушения. Поэтому неудивительно, что выражения, подобные (10.35), которые основываются на предельной прочности глин, не соответствуют наблюдениям, выполненным при широком диапазоне условий. Очевидно, необходим новый подход ко всему этому вопросу в направлении, которое наметили голландские инженеры при строительстве роттердамского туннеля и было экспериментально установлено в период испытаний, проведенных в Принстонском университете. Этот подход основан на определенных величинах коэффициента давления грунта в состоянии покоя и наблюдаемом факте, что активное боковое давление со стороны пластичных глин не меньше, чем это давление в состоянии покоя. Наблюдения, проведенные в выемках чикагского метрополитена, показали даже, что боковое расширение глины оказывает влияние, противоположное тому, которое может ожидаться на основании традиционных представлений о характере связи между напряжениями и деформациями. Было обнаружено, что смещение крепления более чем на 1% высоты выемки увеличивает боковое давление глин вместо уменьшения его. Это объясняется нарушением естественной структуры глины при такой деформации, приводящей к разрушению в ней хрупких связей, а отсюда и тенденцией к дополнительной консолидации глинистого грунта и к временной передаче части веса вышележащих слоев на перовую воду с соответствующим временным возрастанием коэффициента бокового давления грунта выше его величины, отвечающей состоянию покоя и равной Kn=0,5.

На рис. 10.30 показаны результаты измерения бокового давления на крепление выемки в Лондоне, примыкающей к не отвечающей требованиям подпорной стенке гравитационного типа, о которых сообщили Кулинг и Голдер. Эта старая подпорная стенка была построена в 1901—1902 гг. Уже вскоре после возведения стенки было замечено ее смещение в наружную сторону. Были установлены дополнительные контрфорсы, но они не привели к прекращению смещения. Тогда было решено усилить стенку путем отрывки за ней траншеи, как показано в сечении на рис. 10.30, с последующим заполнением траншеи бетоном и объединением полученной таким образом новой части стенки со старой стальными стержнями. За стенкой была вскрыта траншея, которая была раскреплена деревянными распорками. Измерение давления было проведено на этих распорках. Предварительная тарировка выбранных распорок в лаборатории показала, что величина относительной деформации сжатия дерева может дать возможность определить достаточно точно величину приложенной к распорке нагрузки при условии, что эта деформация будет превосходить 0,01 мм на расчетную длину 5 футов и что будут использованы специальные металлические наконечники, введенные в глубь дерева через узкую выточку, заполняемую затем воском. Эта и другие меры позволяют исключить в иных случаях значительное влияние на результаты наблюдений поверхностной деформации дерева, которая вызывается изменением его влажности.

Глина, находящаяся за стенкой, была жесткой, трещиноватой, со следами зеркал скольжения, переуплотненной за счет процессов в ее геологическом прошлом. Как указывалось Голдером, «поведение лондонской глины с точки зрения устойчивости обычно определяется ее прочностью на сдвиг не в массиве глины, а по боковым стенкам». Это явление типично и для других глин подобного рода. Согласно выражению (8.10), вертикальный откос в наиболее слабом из встреченных пластов глины (S = 1,7 т/фут2, y = 120 фунт/фут3) в выемке, показанной на рис. 10.30, должен стоять без крепления при высоте вплоть до (2,58*1,7)/0,06=73 фута. Тем не менее даже при глубине котлована 52 фута эта глина, как показали наблюдения, развивала определенное боковое давление. Было отмечено, что интенсивность бокового давления изменяется на различных участках траншеи в зависимости от времени года. Она была наименьшей в период сухих летних месяцев. На рис. 10.30 показаны максимальные величины, зарегистрированные на участке, где работы велись в течение декабря, января и февраля. Вполне оправданно предполагалось, что в этот период трещины в толще переуплотненной глины промачивались атмосферными водами и в результате заполнялись размягченной глиной, влажность которой, вероятно, повышалась до величины, соответствующей влажности полужидкой глины, уплотненной весом перекрывающих пластов. В этой связи интересно отметить, что на рис. 10.30 вплоть до половины глубины котлована боковое давление вниз следует приближенно линии Ky=0,5, а в более глубоких горизонтах оно уменьшается.