Operational sand stiffness from large-scale load tests on reconstituted sand beds/Eksploatuojamo smėlio standumo nustatymas vykdant didelio masto apkrovos bandymus ant atkurto smėlio pagrindo
| Autor: | Linas Gabrielaitis, Michele Jamiolkowski, Diego Lo Presti, Ignazio Puci |
|---|---|
| Jazyk: | angličtina |
| Rok vydání: | 2000 |
| Předmět: | |
| Zdroj: | Journal of Civil Engineering and Management, Vol 6, Iss 5 (2000) |
| Druh dokumentu: | article |
| ISSN: | 1392-3730 1822-3605 |
| Popis: | Atlikus du didelio masto bandymus ant kvadratinio standaus pamato siekta nustatyti smėlio standumą. Pamato kraštinė- 1 m. Betoninio kesono, kuriame 1 m gylyje buvo igilintas ir bandomas atskirasis pamatas, matmenys buvo 4,6×4,6 m (plane), aukštis— 4,05 m. Du Ticino smėlio pavyzdžiai buvo paruošti esant dviem skirtingiems santykiniams tankumams: D R ≅ 45 ir 85%. Mažo tankio smėlio bandymo atveju maksimali apkrova buvo apie 100 kPa. Didelio tankio smėlio atveju ji buvo lygi apie 300 kPa. Šios reikšmės sutampa su sekliųjų pamatų projektuojamomis apkrovų reikšmėmis. Pamatas ant tankaus smėlio pagrindo buvo apkraunamas laipsniškai kas 50 kN jėga, o ant mažo tankio—kas 15 kN jėga. Po kiekvieno žingsnio apkrovimo procesas buvo sustabdomas, kad stabilizuotųsi valkšnumo deformacijos. Bandymų metu stebėtos nuosėdžių reikšmės buvo palygintos su reikšmėmis, gautomis atlikus nuosėdžių skaičiavimus pagai analizinį metodą, kuris remiasi statinio zondavimo duomenimis. Šis metodas buvo pasiūlytas 1970 m. Schmertmanno. Schmertmannas suintegravo baigtinio gylio poslinkių prieaugių skaižių ir įtraukė: C 1—pamato įgilinimo faktorių; C 2—laiko efekto faktorių. Deformacijų įtakos faktoriaus funkcinė forma buvo nustatyta remiantis baigtinių elementų metodo analize. Suminiai nuosėdžiai buvo skaičiuojami pagal (4) formulę. Schmertmanno metodas neįvertino galutinio nuosėdžio. Pagrindinis trūkumas— (4) lygtis buvo taikoma neįvertinus valkšnumo deformacijų, kurios ypač akivaizdžios atliekant mažo santykinio tankumo smėlio bandymą. Antrinis nuosėdis šviežiai supiltam ir atkurtam smėliui negali būti skaičiuojamas pagal C 2 koeficiento išraišką. Laikoma, kad pirminės konsolidacijos laikas yra 0,1 metų ir konsolidacijos nuosėdis išauga 20% kiekviename laiko logaritminės skalės cikle, viršydamas konsolidacijos laiką. Atsižvelgiant į tai, antrinis nuosėdis buvo skaičiuojamas imant pirminės konsolidacijos pabaigos laiką, lygų 2 min, ir antrinės deformacijos koeficiento C αϵreikšmes, gautas iš didelės trukmės plokštės apkrovos testų, atliktų kalibravimo kameroje (CC). C αϵ yra interpoliacinės linijos kampas tarp w/2B ir log(t) kiekviename apkrovimo žingsnyje. Plokštės apkrovos testai kalibravimo kameroje buvo atliekami naudojant giliai įtvirtintą, standžią, apvalią plieninę 104 mm skersmens plokštę. 50 kPa apkrovos prieaugis buvo uždedamas ant plokštės. Kiekviename apkrovimo žingsnyje antrinis nuosėdis buvo tarp 10 ir 120 min. C αϵ reikšmės, kaip apkrovos funkcija, yra pavaizduotos 6 pav. C αϵ reikšmių išsibarstymas yra dėl eksperimento metu atsiradusių paklaidų ir dėl skirtingos tangentinių įtempimų mobilizacijos. Norint sumažinti išsibarstymą, C αϵ reikšmės buvo perskaičiuotos kaip mobilizacijos faktoriaus q/q LIM funkcija. Ribinė apkrova q LIM sekliesiams pamatams buvo skaičiuojama pagal J. Brincho Hanseno [26] teoriją. Giliesiems pamatams buvo taikoma V. G. Berezantsevo [27] teorija. Grunto vidinės trinties kampams apskaičiuoti buvo taikomas M. D. Boltono [28] empirinis metodas. Ribinė apkrova apvalios plokštės apkrovimo bandymuose (CC) buvo nustatyta interpoliuojant eksperimentinius duomenis, apkrovosnuosėdžių kreivės pasiskirstymui taikant hiperbolinį dėsnį. 7 pav. galima pastebėti beveik dėsningą duomenų pasiskirstymą gautoms C αϵ su q/q LIMreikšmėmis. Duomenys iš sekliojo pamato testų taip pat rodo suartėjimą. Dėl eksperimentų metu atsiradusių paklaidų ir įdiegtų ribinės apkrovos nustatymo modelių 7 pav. matyti duomenų išsibarstymas. Antrinis poslinkis buvo skaičiuojamas laikant, kad kiekvienas apkrovos prieaugis po kiekvienos valkšnumo fazės sukelia papildomą valkšnumo deformaciją. Todėl skaičiavimas buvo atliekamas pagal (5) lygtį. Pirminiai ir antriniai nuosėdžiai skirtingų tankių smėliams pateikti 2 lentelėje, iš kurios matyti geras sutapimas tarp stebėtų ir apskaičiuotų nuosėdžių. Tamprumo modulis buvo apskaičiuotas iš apkrovos—nuosėdžių kreivės, laikantis hipotezės, kad gruntas yra homogeninis, izotropinis, tamprus. Apskaičiuotos tamprumo modulio reikšmės buvo padalytos iš mažų deformacijų srities Jango modulio E 0, kuris buvo nustatytas pagai (7) lygtį. Pagal (6) lygtį buvo nustatytas nukrovimo-apkrovimo tamprumo modulis iš nukrovimo-apkrovimo eksperimentinės apkrovos—nuosėdžių grandinės. E/E 0 ir E/E UR reikšmės yra pavaizduotos 8 pav. kaip w/B funkcija. 8 pav. pavaizduotos ir nustatytos tamprumo modulio reikšmės iš kalibravimo kameros testų, kurios rodo tam tikrą, išsibarstymą, ypač mažų deformacijų srityje. Skirtingos testų sąlygos (apkrovimo žingsnių skaičius, kiekvieno apkrovimo žingsnio stabilizacijos laikas ir t.t.) sukėlė skirtingus valkšnumo deformacijos nuosėdžius. Tuo galima paaiškinti atsiradusį išsibarstymą. First Published Online: 26 Jul 2012 |
| Databáze: | Directory of Open Access Journals |
| Externí odkaz: |
|