Il y a de nombreux facteurs à considérer. Attention particulière doit être donné à la composition et Certains de ses types sont capables de s'affaisser lorsque l'humidité augmente sous l'effet de leur propre poids ou d'une charge externe. D'où le nom de ceux-ci sols - "affaissement"". Examinons plus en détail leurs caractéristiques.

Espèces

La catégorie considérée comprend:

• Sols de loess (limons sableux et loess).
• Argiles et limons.
• Certains types de suspensions et terreaux de revêtement.
• Déchets industriels en vrac. Il s'agit notamment des cendres et de la poussière de grille.
• Sols limono-argileux avec une résistance structurelle élevée.

Détails

Sur étape initiale organisation de construction il est nécessaire de mener une étude de la composition du sol du site pour identifier les probables déformations. Leur apparition est déterminé par les particularités du processus de formation du sol. Les couches sont dans un état insuffisamment compacté. Dans les sols loess, cet état peut persister tout au long de son existence.

Une augmentation de la charge et de l'humidité entraîne généralement un compactage supplémentaire dans les couches inférieures. Cependant, puisque la déformation dépendra de la force de l'influence externe, le compactage insuffisant de l'épaisseur par rapport à la pression externe dépassant la contrainte de sa propre masse persistera.

La possibilité de consolider des sols faibles est déterminée lors d'essais en laboratoire par le rapport de la diminution de la résistance à l'humidification à l'indicateur de la pression effective.

Propriétés

En plus du sous-compactage, les sols d'affaissement se caractérisent par une faible humidité naturelle, une composition poussiéreuse et une résistance structurelle élevée.

La saturation du sol en eau dans les régions du sud est généralement de 0,04 à 0,12. Dans les régions de Sibérie, zone médiane l'indicateur est compris entre 0,12 et 0,20. Le degré d'humidité dans le premier cas est de 0,1 à 0,3, dans le second de 0,3 à 0,6.

Résistance structurelle

Elle est causée principalement par l’adhésion de la cimentation. Comment plus d'humidité pénètre dans le sol, plus la résistance est faible.

Les résultats de la recherche ont montré que de minces films d’eau ont un effet de coin sur les formations. Ils agissent comme un lubrifiant et facilitent le glissement des particules de sol d'affaissement. Les films fournissent un emballage plus dense de couches sous influence extérieure.

Adhérence saturée d’humidité sol d'affaissement déterminé par l’influence de la force d’attraction moléculaire. Cette valeur dépend du degré de densité et de la composition de la terre.

Caractéristiques du processus

L'affaissement est un processus physique et chimique complexe. Il se manifeste sous la forme d'un compactage du sol dû au mouvement et au placement plus dense (compact) des particules et des agrégats. De ce fait, la porosité totale des couches est réduite à un état correspondant au niveau de la pression de fonctionnement.

Une augmentation de la densité entraîne certains changements dans les caractéristiques individuelles. Par la suite, sous l'influence de la pression, le compactage se poursuit et, par conséquent, la résistance continue d'augmenter.

Termes

Pour que le retrait se produise, vous avez besoin de :

• La charge de la fondation ou de sa propre masse, qui, une fois humidifiée, va vaincre les forces d'adhésion des particules.
• Niveau d'humidité suffisant. Cela aide à réduire la force.

Ces facteurs doivent agir ensemble.

L'humidité détermine la durée de la déformation sols d'affaissement. Généralement, cela se produit sur une période relativement courte. Cela est dû au fait que la terre est principalement dans un état de faible humidité.

La déformation dans un état saturé d’eau dure plus longtemps car l’eau filtre à travers le sol.

Méthodes de détermination de la densité du sol

L'affaissement relatif est déterminé à l'aide d'échantillons d'une structure non perturbée. A cet effet, un appareil de compression est utilisé - densimètre du sol. Les méthodes suivantes sont utilisées dans la recherche :

• Une courbe avec l'analyse d'un échantillon et son trempage au stade final de la charge active. Grâce à cette méthode, il est possible de déterminer la compressibilité du sol à une teneur en humidité donnée ou naturelle, ainsi que la tendance relative à la déformation à une certaine pression.
• Deux courbes testant 2 échantillons de densité égale. L'un est examiné à l'humidité naturelle, le second à l'état saturé. Cette méthode permet de déterminer la compressibilité sous humidité totale et naturelle, la tendance relative à la déformation lorsque la charge passe de zéro à finale.
• Combiné. Cette méthode est une combinaison modifiée des deux précédentes. Le test est effectué sur un échantillon. Il est d'abord examiné à l'état naturel sous une pression de 0,1 MPa. L’utilisation de la méthode combinée permet d’analyser les mêmes propriétés que la méthode des 2 courbes.

Points importants

Lors des tests en densimètres du sol Lors de l'utilisation de l'une des options ci-dessus, il convient de garder à l'esprit que les résultats des études sont caractérisés par une variabilité significative. À cet égard, certains indicateurs, même lors du test d'un échantillon, peuvent différer de 1,5 à 3, et dans certains cas de 5 fois.

De telles fluctuations importantes sont associées à la petite taille des échantillons, à l'hétérogénéité du matériau due au carbonate et à d'autres inclusions, ou à la présence de grands pores. Les erreurs inévitables dans la recherche ont également des implications sur les résultats.

Facteurs d'influence

De nombreuses études ont établi que l'indicateur de susceptibilité des sols à l'affaissement dépend principalement de :

• Pression.
• Degrés de densité du sol avec humidité naturelle.
• Composition sol d'affaissement.
• Augmentation du niveau d'humidité.

La dépendance à l'égard de la charge se reflète dans la courbe le long de laquelle, à mesure que l'indicateur augmente, la valeur de la propension relative à changer en premier atteint également sa valeur maximale. Avec une augmentation ultérieure de la pression, elle commence à se rapprocher de zéro.

En règle générale, la pression est de 0,2 à 0,5 MPa et pour les argiles de type loess, de 0,4 à 0,6 MPa.

La dépendance est causée par le fait que lors du chargement du sol par affaissement à saturation naturelle à un certain niveau, la destruction de la structure commence. Dans ce cas, une forte compression est observée sans modification de la saturation en eau. La déformation à mesure que la pression augmente se poursuivra jusqu'à ce que la couche atteigne son état extrêmement dense.

Dépendance à la composition du sol

Cela s'exprime par le fait qu'avec une augmentation de l'indice de plasticité, la tendance à la déformation diminue. En termes simples, un plus grand degré de variabilité structurelle est caractéristique des suspensions et un degré moindre est caractéristique de l'argile. Naturellement, pour que cette règle soit remplie, d’autres conditions doivent être égales.

Pression initiale

À concevoir les fondations des bâtiments et des structures la charge des structures au sol est calculée. Dans ce cas, la pression initiale (minimale) est déterminée à laquelle la déformation commence par saturation complète en eau. Cela détruit la résistance structurelle naturelle du sol. Cela conduit au fait que le processus de compactage normal est perturbé. Ces changements s’accompagnent à leur tour d’une restructuration de la structure et d’un compactage intensif.

Compte tenu de ce qui précède, il semble qu'au stade de la conception lors de l'organisation de la construction, la valeur de la pression initiale devrait être proche de zéro. Or, en pratique, ce n’est pas le cas. Il convient d'utiliser le paramètre spécifié auquel l'épaisseur est considérée comme non-affaissement selon les règles générales.

Objectif de l'indicateur

La pression initiale est utilisée dans le développement des projets fondations sur sols affaissés pour déterminer :

• Charge de conception à laquelle il n’y aura aucun changement.
• La taille de la zone dans laquelle se produira le compactage dû à la masse de la fondation.
• La profondeur requise de déformation du sol ou l'épaisseur du coussin de sol, éliminant complètement la déformation.
• Profondeur à partir de laquelle commencent les changements dans la masse du sol.

Humidité initiale

C'est ce qu'on appelle l'indicateur auquel les sols en état de stress commencent à s'affaisser. Lors de la détermination de l'humidité initiale, la valeur normale est considérée comme étant de 0,01.

La méthode de détermination du paramètre est basée sur des tests de compression en laboratoire. Pour la recherche, 4 à 6 échantillons sont nécessaires. La méthode des deux courbes est utilisée.

Un échantillon est testé à l'humidité naturelle avec chargement à la pression maximale en étapes séparées. Avec cela, le sol est trempé jusqu'à ce que l'affaissement se stabilise.

Le deuxième échantillon est d'abord saturé d'eau, puis, avec trempage continu, est chargé à la pression maximale selon les mêmes étapes.

Les échantillons restants sont humidifiés à des niveaux qui divisent la limite d'humidité depuis la saturation initiale jusqu'à la saturation complète de l'eau en intervalles relativement égaux. Ils sont ensuite examinés dans des instruments de compression.

L'augmentation est obtenue en versant le volume d'eau calculé dans les échantillons et en les maintenant pendant 1 à 3 jours jusqu'à ce que le niveau de saturation se stabilise.

Caractéristiques de déformation

Il s'agit des coefficients de compressibilité et de sa variabilité, du module de déformation et de la compression relative.

Le module de déformation permet de calculer les indicateurs probables du tassement des fondations et de leurs irrégularités. En règle générale, cela est déterminé sur le terrain. Pour ce faire, des échantillons de sol sont testés sous charges statiques. La valeur du module de déformation est influencée par l'humidité, le niveau de densité, la connectivité structurelle et la résistance du sol.

Avec l'augmentation de la masse du sol, cet indicateur augmente, avec une plus grande saturation en eau, il diminue.

Coefficient de variabilité de compressibilité

Elle est définie comme le rapport entre la compressibilité à humidité constante ou naturelle et les caractéristiques du sol à l'état saturé en eau.

Une comparaison des coefficients obtenus à partir d'études sur le terrain et en laboratoire montre que la différence entre eux est insignifiante. Il est compris entre 0,65 et 2 fois. Par conséquent, pour une application pratique, il suffit de déterminer les indicateurs dans des conditions de laboratoire.

Le coefficient de variabilité dépend principalement de la pression, de l'humidité et du niveau de son augmentation. À mesure que la pression augmente, l'indicateur augmente et à mesure que l'humidité naturelle augmente, il diminue. Lorsqu'il est complètement saturé d'eau, le coefficient se rapproche de 1.

Caractéristiques de résistance

Il s'agit de l'angle de frottement interne et de l'adhésion spécifique. Ils dépendent de la résistance structurelle, du niveau de saturation en eau et (dans une moindre mesure) de la densité. Avec l'augmentation de l'humidité, l'adhérence diminue de 2 à 10 fois et l'angle diminue de 1,05 à 1,2. À mesure que la résistance structurelle augmente, l’adhérence augmente.

Types de sols d'affaissement

Il y en a 2 au total :

1. L'affaissement se produit principalement dans la zone déformable de la base sous l'influence de la charge de la fondation ou d'autres facteur externe. Dans ce cas, la déformation due à son poids est quasiment absente ou ne dépasse pas 5 cm.
2. Un affaissement du sol en raison de sa masse est possible. Il se produit principalement dans la couche inférieure de l'épaisseur et dépasse 5 cm. Sous l'influence d'une charge extérieure, l'affaissement peut également se produire dans la partie supérieure dans les limites de la zone déformable.

Le type d'affaissement est utilisé lors de l'évaluation des conditions de construction, de l'élaboration de mesures anti-affaissement, de la conception des fondations, des fondations et du bâtiment lui-même.

Informations Complémentaires

L'affaissement peut se produire à n'importe quelle étape de la construction ou de l'exploitation d'un ouvrage. Il peut apparaître après une augmentation de l’humidité initiale d’affaissement.

Lors d'un trempage d'urgence, le sol s'affaisse assez rapidement dans les limites de la zone déformable - entre 1 et 5 cm/jour. Après l’arrêt de l’apport d’humidité au bout de quelques jours, l’affaissement se stabilise.

Si le trempage initial a eu lieu dans les limites d'une partie de la zone de déformation, à chaque saturation en eau ultérieure, un affaissement se produira jusqu'à ce que toute la zone soit complètement humidifiée. En conséquence, il augmentera avec l'augmentation de la charge sur le sol.

Avec un trempage intensif et continu, l'affaissement du sol dépend du mouvement vers le bas de la couche d'humidité et de la formation d'une zone saturée d'eau. Dans ce cas, l'affaissement commencera dès que le front d'humidification atteint la profondeur à laquelle le sol s'affaisse sous son propre poids.

Points : 1/1

Le calcul des fondations basé sur la capacité portante, s'il ne peut pas être effectué analytiquement, peut être effectué à l'aide de méthodes d'analyse graphique utilisant des surfaces de glissement rondes-cylindriques ou brisées, si :

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Points : 1/1

Les valeurs de contrôle du coefficient de compactage du sol dépendent-elles de l'épaisseur totale du remblai ?

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Points : 0,9/1

Est-il nécessaire d'effectuer des calculs basés sur les déformations des fondations des structures dues aux charges externes et au poids propre du sol lors de l'évaluation des états limites du premier groupe ?

Choisissez une réponse.

Points : 0,9/1

Comment s'effectue le passage d'une marque à une autre pour les zones adjacentes fondations en dalles, situés à différentes altitudes ?

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Points : 1/1

Est-il nécessaire d'effectuer des calculs basés sur la résistance des matériaux de construction des fondations lors de l'évaluation des états limites du premier groupe ?

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Points : 1/1

Pour quelle combinaison de charges la fondation doit-elle être calculée en fonction de sa capacité portante ?

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Notions de base du cours. Buts et objectifs du cours. Composition, structure, état et propriétés physiques des sols.

Notions de base du cours.

Mécanique des solsétudie les propriétés physiques et mécaniques des sols, les méthodes de calcul de l'état de contrainte et des déformations des fondations, l'évaluation de la stabilité des masses de sol et la pression du sol sur les structures.

Sol fait référence à toute roche utilisée dans la construction comme fondation d'une structure, à l'environnement dans lequel la structure est construite ou au matériau de la structure.

rocher appelé un ensemble de minéraux naturellement construits, caractérisés par leur composition, leur structure et leur texture.

Sous composition implique une liste de minéraux qui composent la roche. Structure- c'est la taille, la forme et le rapport quantitatif des particules composant la roche. Texture– la disposition spatiale des éléments du sol, qui détermine sa structure.

Tous les sols sont divisés en sols naturels - ignés, sédimentaires, métamorphiques - et artificiels - compactés, fixés dans leur état naturel, massifs et alluviaux.

Objectifs du cours de mécanique des sols.

L'objectif principal du cours est d'apprendre à l'étudiant :

Lois fondamentales et principes fondamentaux de la mécanique des sols ;

Propriétés des sols et leurs caractéristiques - physiques, déformation, résistance ;

Méthodes de calcul de l'état de contrainte d'une masse de sol ;

Méthodes de calcul de la résistance et du tassement du sol.

Composition et structure des sols.

Le sol est un milieu à trois composants composé de solide, liquide et gazeux composants. Parfois ils sont isolés dans le sol biote- matière vivante. Les composants solides, liquides et gazeux sont en interaction constante, qui est activée par la construction.

Particules les sols sont constitués de minéraux rocheux ayant différentes propriétés :

Les minéraux sont inertes vis-à-vis de l'eau ;

Les minéraux sont solubles dans l’eau ;

Minéraux argileux.

Liquide le composant est présent dans le sol sous 3 états :

Cristallisation;

En rapport;

Gratuit.

Gazeux le composant dans les couches supérieures du sol est représenté par l'air atmosphérique, en dessous - l'azote, le méthane, le sulfure d'hydrogène et d'autres gaz.

Structure et texture du sol, résistance structurelle et liaisons dans le sol.

L'ensemble des particules solides forme le squelette du sol. La forme des particules peut être angulaire ou ronde. La principale caractéristique de la structure du sol est composition granulométrique, qui montre le rapport quantitatif des fractions de particules de différentes tailles.

La texture du sol dépend des conditions de sa formation et de son histoire géologique et caractérise l'hétérogénéité de l'épaisseur du sol dans la formation. Il existe les principaux types de composition des sols argileux naturels suivants : stratifiés, continus et complexes.

Les principaux types de liaisons structurelles dans les sols :

1) cristallisation la connexion est inhérente aux sols rocheux. L'énergie des liaisons cristallines est proportionnelle à l'énergie intracristalline des liaisons chimiques des atomes individuels.

2)eau colloïdale les liaisons sont déterminées par les forces d’interaction électromoléculaires entre les particules minérales, d’une part, et les films d’eau et les coquilles colloïdales, d’autre part. L'ampleur de ces forces dépend de l'épaisseur des films et des coques. Les liaisons eau-colloïdale sont plastiques et réversibles ; avec l'augmentation de l'humidité, ils diminuent rapidement jusqu'à des valeurs proches de zéro.

Le travail est consacré à la caractérisation de l'état initial des sols dispersés, à savoir leur résistance structurale. La connaissance de sa variabilité permet de déterminer le degré de compactage du sol et, éventuellement, les caractéristiques de l'histoire de sa formation dans une région donnée. L'évaluation et la prise en compte de cet indicateur lors de l'analyse des sols ont importance vitale lors de la détermination des caractéristiques de leurs propriétés physiques et mécaniques, ainsi que dans d'autres calculs du tassement des fondations des structures, ce qui est mal reflété dans les documents réglementaires et peu utilisé dans la pratique des études géologiques d'ingénierie. L'ouvrage décrit brièvement les méthodes graphiques les plus courantes pour déterminer l'indicateur sur la base des résultats d'essais de compression, des résultats d'études en laboratoire sur la résistance structurelle des sols dispersés dans la région de Tomsk. Les relations entre la résistance structurelle des sols et la profondeur de leur présence et le degré de leur compactage ont été identifiées. De brèves recommandations sur l’utilisation de l’indicateur sont données.

Résistance structurelle des sols

pression de précompactage

1. Bellendir E.N., Vekshina T.Yu., Ermolaeva A.N., Zasorina O.A. Méthode d'évaluation du degré de surconsolidation des sols argileux à l'état naturel // Brevet russe n° 2405083

2. GOST 12248-2010. Sols. Méthodes de détermination en laboratoire des caractéristiques de résistance et de déformabilité.

3. GOST 30416-2012. Sols. Tests de laboratoire. Dispositions générales.

4. Kudryashova E.B. Modèles de formation de sols argileux surconsolidés : dis. doctorat sciences géologiques et minéralogiques : 25.00.08. – M., 2002. – 149 p.

5. MGSN 2.07-01 Fondations, fondations et structures souterraines. – M. : Gouvernement de Moscou, 2003. – 41 p.

6. SP 47.13330.2012 (édition mise à jour du SNiP 11-02-96). Études d'ingénierie pour la construction. Dispositions de base. – M. : Gosstroy de Russie, 2012.

7. Tsytovich N.A. // Matériaux de la réunion de toute l'Union sur la construction sur des sols faibles saturés d'eau. – Tallinn, 1965. – P. 5-17.

8. Akai, K. à propos de la structuren Eigen Shaften von Schluff. Mitteilungen Heft 22 // Die Technishe Hochchule, Aix-la-Chapelle. – 1960.

9. Becker, DB, Crooks, JHA, Been, K. et Jefferies, MG. Travaux comme critère de détermination des contraintes in situ et d'écoulement dans les argiles // Revue géotechnique canadienne. – 1987. – Vol. 24., n° 4. –p. 549-564.

10. Boone J. Une réévaluation critique des interprétations de la « pression de préconsolidation » à l'aide du test œdométrique // Can. Géotechnologie. J. – 2010. – Vol. 47. –p. 281-296.

11. Boone S.J. & Lutenegger A.J. Carbonates et cimentation de sols cohérents d'origine glaciaire dans l'État de New York et le sud de l'Ontario // Can. Géotechnologie. – 1997. – Vol 34. – p. 534-550.

12. Burland, J.B. Trentième Conférence Rankine : Sur la compressibilité et la résistance au cisaillement des argiles naturelles // Géotechnique. – 1990. – Vol 40, n° 3. –p. 327-378.

13. Burmister, DM (1997). L'application de méthodes de tests contrôlées dans les tests de consolidation. Symfosium sur les essais de consolidation des sols // ASTM. STP 126. – 1951. – p. 83-98.

14. Butterfield, R. Une loi de compression naturelle pour les sols (une avancée sur e-log p') // Géotechnique. – 1979. – Vol 24, n° 4. –p. 469-479.

15. Casagrande, A. La détermination de la charge de préconsolidation et sa signification pratique. // Dans Actes de la première conférence internationale sur la mécanique des sols et l'ingénierie des fondations. Bureau d'impression de Harvard, Cambridge, Massachusetts. – 1936. – Vol. 3. – p. 60-64.

16. Chen, B.S.Y., Mayne, P.W. Relations statistiques entre les mesures du piézocône et l'historique des contraintes des argiles // Canadian Geotechnical Journal. – 1996. – Vol. 33 – p. 488-498.

17. Chetia M, Bora P K. Estimation du rapport surconsolidé d'argiles saturées non cimentées à partir de paramètres simples // Indian Geotechnical Journal. – 1998. – Vol. 28, n° 2. –p. 177-194.

18. Christensen S., Janbu N. Tests œdométriques – une exigence primordiale en mécanique pratique des sols. // Actes Nordisk Geoteknikermode NGM-92. – 1992. – Vol. 2, n° 9. –p. 449-454.

19. Conte, O., Rust, S., Ge, L. et Stephenson, R. Évaluation des méthodes de détermination des contraintes avant consolidation // Instrumentation, tests et modélisation du comportement des sols et des roches. – 2011. – p. 147-154.

20. Dias J. et coll. Effets du trafic sur la pression de préconsolidation des sols due aux opérations de récolte d'eucalyptus // Sci. agricole. – 2005. – Vol. 62, n° 3. –p. 248-255.

21. Dias Junior, MS; Pierce, F.J. Une procédure simple pour estimer la pression de préconsolidation à partir des courbes de compression du sol. // Technologie du sol. – Amsterdam, 1995. – Vol.8, n° 2. –p. 139-151.

22. Einav, moi ; Carter, JP. Sur la convexité, la normalité, la pression de pré-consolidation et les singularités dans la modélisation des matériaux granulaires // Granular Matter. – 2007. – Vol. 9, n° 1-2. –p. 87-96.

23. Grégory, A.S. et coll. Calcul de l'indice de compression et de la contrainte de précompression à partir des données d'essais de compression du sol // Soil and Tillage Research, Amsterdam. – 2006. – Vol. 89, n° 1. –p. 45-57.

24. Grozic J. L. H., Lunne T. & Pande S. Une étude d'essai d'odomètre sur la contrainte de préconsolidation des argiles glaciomarines. // Revue géotechnique canadienne. – 200. – Vol. 40. – p. 857-87.

25. Iori, Piero et coll. Comparaison de modèles de terrain et de laboratoire de la capacité portante dans les plantations de café // Ciênc. agrotec. – 2013. Vol. 2, n° 2. –p. 130-137.

26. Jacobsen, H.M. Bestemmelse af forbelastningstryk i laboratoriet // In Proceedings of Nordiske Geotechnikermonde NGM-92, mai 1992. Aalborg, Danemark. Bulletin de la Société géotechnique danoise. – 1992. Vol. 2, n° 9. – p. 455-460.

27. Janbu, N. Le concept de résistance appliqué à la déformation des sols // Dans les actes de la 7e Conférence internationale sur la mécanique des sols et l'ingénierie des fondations, Mexico, 25-29 août 1969. A.A. Balkema, Rotterdam, Pays-Bas. – 1969. – Vol. 1. – p. 191-196.

28. Jolanda L. Caractérisation contrainte-déformation de Seebodenlehm // 250 Seiten, broschier. – 2005. – 234 p.

29. José Babu T. ; Sridharan Asur ; Abraham Benny Mathews : Méthode log-log pour la détermination de la pression de préconsolidation // ASTM Geotechnical Testing Journal. – 1989. – Vol.12, n°3. –p. 230-237.

30. Kaufmann K. L., Nielsen B. N., Augustesen A. H. Propriétés de résistance et de déformation de l'argile tertiaire au Musée Moesgaard // Département de génie civil de l'Université d'Aalborg Sohngaardsholmsvej 57 DK-9000 Aalborg, Danemark. – 2010. – p. 1 à 13.

31. Kontopoulos, Nikolaos S. Les effets de la perturbation de l'échantillon sur la pression de préconsolidation pour les argiles normalement consolidées et surconsolidées Massachusetts Institute of Technology. // Département. de génie civil et environnemental. – 2012. – 285p.

32. Ladd, C. C. Analyse du tassement des sols cohésifs // Soil Publication 272, MIT, Département de génie civil, Cambridge, Mass. – 1971. – 92p.

33. Mayne, P. W., Coop, M. R., Springman, S., Huang, AB. et Zornberg, J. // Comportement et tests des géomatériaux // Proc. 17e International. Conf. Mécanique des sols et génie géotechnique. – 2009. – Vol. 4. –p. 2777-2872.

34. Mesri, G. et A. Castro. Concept Cα/Cc et Ko lors de la compression secondaire // ASCE J. Ingénierie géotechnique. – 1987. Vol. 113, n° 3. –p. 230-247.

35. Nagaraj T. S., Shrinivasa Murthy B. R., Vatsala A. Prédiction du comportement du sol – sol non cimenté partiellement saturé // Revue géotechnique canadienne. – 1991. – Vol. 21, n°1. –p. 137-163.

36. Oikawa, H. Courbe de compression des sols mous // Journal de la Société géotechnique japonaise, Soils and Foundations. – 1987. – Vol. 27, n° 3. –p. 99-104.

37. Onitsuka, K., Hong, Z., Hara, Y., Shigeki, Y. Interprétation des données de test de l'œdomètre pour les argiles naturelles // Journal de la Société géotechnique japonaise, Sols et fondations. – 1995. – Vol. 35, n° 3.

38. Pacheco Silva, F. Une nouvelle construction graphique pour la détermination de la contrainte de préconsolidation d'un échantillon de sol // Dans les actes de la 4e Conférence brésilienne sur la mécanique des sols et l'ingénierie des fondations, Rio de Janeiro, août 1970. – Vol. 2, n° 1. –p. 225-232.

39. Paul W. Mayne, Barry R. Christopher et Jason De Jong. Manuel sur les enquêtes souterraines // National Highway Institute, Federal Highway Administration Washington, DC. – 2001. – 305p.

40. Sallfors, G. Pression de préconsolidation d'argiles molles à haute plasticité. – Göteborg. Département géotechnique de l'Université de technologie Chalmers. – 231p.

41. Schmertmann, J. H., Comportement de consolidation non perturbé de l'argile, Transaction, ASCE. – 1953. – Vol. 120. – p. 1201.

42. Schmertmann, J., H. Lignes directrices pour les tests de pénétration, les performances et la conception des cônes. // Administration fédérale des routes des États-Unis, Washington, DC, rapport, FHWATS-78-209. – 1978. – p. 145.

43. Semet C., Ozcan T. Détermination de la pression de préconsolidation avec un réseau neuronal artificiel // Génie civil et systèmes environnementaux. – 2005. – Vol. 22, n° 4. – p. 217-231.

44. Senol A., Saglamer A. Détermination de la pression de préconsolidation avec une nouvelle méthode de contrainte de journal d'énergie de déformation // Electronic Journal of Geotechnical Engineering. – 2000. – Vol. 5.

45. Senol, A. Zeminlerde On. Détermination de la pression de préconsolidation : thèse de doctorat, Institut des sciences et technologies. – Istanbul, Turquie. – 1997. – p. 123.

46. ​​​​​​Solanki C.H., Desai M.D. Pression de préconsolidation due à l'indice du sol et aux propriétés de plasticité // La 12e conférence internationale de l'Association internationale pour les méthodes informatiques et les progrès en géomécanique. – Goa, Inde. – 2008.

47. Sully, J.P., Campenella, R.G. et Robertson, P.K. Interprétation de la pression interstitielle de pénétration pour évaluer l'historique des contraintes des argiles // Actes du premier symposium international sur les tests de pénétration. –Orlando. – 1988. –Vol.2 – p. 993-999.

48. Tavenas F., Des Rosier J.P., Leroueil S. et al. L'utilisation de l'énergie de déformation comme critère d'élasticité et de fluage pour les argiles légèrement surconsolidées // Géotechnique. – 1979. – Vol. 29. – p. 285-303.

49. Thøgersen, L. Effets des techniques expérimentales et de la pression osmotique sur le comportement mesuré de l'argile expansive tertiaire : Ph. Thèse de doctorat, Laboratoire de mécanique des sols, Université d'Aalborg. – 2001. – Vol. 1.

50. Wang, L. B., Frost, J. D. Méthode de l'énergie de déformation dissipée pour déterminer la pression de préconsolidation // Revue géotechnique canadienne. – 2004. – Vol. 41, n° 4. –p. 760-768.

Résistance structurelle p str est appelée résistance, en raison de la présence de connexions structurelles et caractérisée par une contrainte à laquelle un échantillon de sol, lorsqu'il est chargé d'une charge verticale, n'est pratiquement pas déformé. Étant donné que le compactage commence lorsque les contraintes dans le sol dépassent sa résistance structurelle et lors des tests de sols, la sous-estimation de cet indicateur entraîne des erreurs dans la détermination des valeurs d'autres caractéristiques des propriétés mécaniques. L’importance de définir l’indicateur p str est célébrée depuis longtemps, comme l'écrit N.A.. Tsytovich - "... en plus des indicateurs habituels des propriétés de résistance à la déformation des sols argileux faibles, afin d'évaluer le comportement de ces sols sous charge et d'établir une prédiction correcte de l'ampleur du tassement des structures érigées sur eux, il est nécessaire de déterminer la résistance structurelle lors des enquêtes p str" Le phénomène lors de la recherche du degré de compactage du sol est important pour prédire le tassement de la structure à concevoir, car sur des sols surcompactés, le tassement peut être quatre fois ou plus inférieur à celui sur des sols normalement compactés. Pour des valeurs de coefficient de surconsolidation OCR > 6, le coefficient de pression latérale du sol au repos K o peut dépasser 2, qui doit être pris en compte lors du calcul des ouvrages souterrains.

Comme indiqué dans l'ouvrage : « Initialement, les conditions de compactage normal prévalent pendant le processus de sédimentation et la formation et le compactage ultérieur des dépôts marins, lacustres, alluviaux, deltaïques, éoliens et fluviaux de sables, de limons et d'argiles. Cependant, la plupart des sols sur Terre sont devenus légèrement/modérément/sévèrement surconsolidés en raison de leur exposition à divers processus physiques, environnementaux, climatiques et thermiques sur plusieurs milliers, voire millions d’années. Ces mécanismes de surconsolidation et/ou de précontrainte visible comprennent : l'érosion de surface, l'altération, l'élévation du niveau de la mer, l'élévation du niveau des eaux souterraines, la glaciation, les cycles de gel-dégel, l'humidification/évaporation répétée, la dessiccation, la perte de masse, les charges sismiques, les cycles de marée et les influences géochimiques. » Le thème de la détermination de l’état de compactage des sols est toujours d’actualité et se retrouve dans des publications de presque tous les continents. Les facteurs et indicateurs qui déterminent l'état surconsolidé ou sous-consolidé des sols argileux, les causes et l'influence sur les propriétés physiques et mécaniques d'une telle cimentation forte sont discutés dans les ouvrages. Les résultats de la détermination de l'indicateur ont également un large éventail d'applications dans la pratique, allant du calcul du tassement des fondations des structures ; préserver la structure naturelle des échantillons destinés aux tests en laboratoire ; à des sujets très spécifiques sur la prévision du compactage des sols dans les plantations d'eucalyptus et de café en comparant leur résistance structurelle avec la charge des machines.

Connaissance des valeurs des indicateurs p str et leur variabilité avec la profondeur est caractérisée par les caractéristiques de la composition, des connexions et de la structure des sols, les conditions de leur formation, y compris l'historique des chargements. À cet égard, la recherche présente un intérêt scientifique et pratique particulier p str V différentes régions, ces études sont particulièrement importantes sur le territoire Sibérie occidentale avec une épaisse couverture de dépôts sédimentaires. Dans la région de Tomsk, des études détaillées de la composition et des propriétés des sols ont été réalisées, à la suite desquelles le territoire de Tomsk et ses environs ont été étudiés de manière assez détaillée d'un point de vue technique et géologique. Parallèlement, il convient de noter que les sols ont été étudiés spécifiquement pour la construction de certains objets conformément aux documents réglementaires en vigueur, qui ne contiennent pas de recommandations pour une utilisation ultérieure. p str et, par conséquent, ne l’incluez pas dans la liste des caractéristiques du sol nécessaires et déterminables. Par conséquent, le but de ce travail est de déterminer la résistance structurelle des sols dispersés et ses changements le long de la section dans les zones les plus activement développées et développées de la région de Tomsk.

Les objectifs de l'étude comprenaient un examen et une systématisation des méthodes d'obtention p str, déterminations en laboratoire de la composition du sol et des caractéristiques des propriétés physiques et mécaniques de base, étude de la variabilité p str avec la profondeur, comparaison de la résistance structurelle avec la pression des ménages.

Les travaux ont été réalisés lors d'études techniques et géologiques pour un certain nombre de grands objets situés dans les régions centrales et nord-ouest de la région de Tomsk, où partie supérieure La coupe est représentée par divers complexes stratigraphiques-génétiques de roches du système Quaternaire, Paléogène et Crétacé. Les conditions de leur apparition, de leur répartition, de leur composition, de leur état dépendent de l'âge et de la genèse et créent un tableau assez hétérogène en termes de composition, seuls des sols dispersés ont été étudiés, dans lesquels prédominent des variétés argileuses de consistance semi-solide, dure et très plastique ; Pour résoudre les problèmes assignés, des puits et des fosses ont été testés en 40 points, plus de 200 échantillons de sols dispersés ont été prélevés à une profondeur allant jusqu'à 230 m. Des analyses de sol ont été effectuées conformément aux méthodes indiquées dans les documents réglementaires en vigueur. On a déterminé : la composition granulométrique, la densité (ρ) , densité de particules solides ( ρs) , densité du sol sec ( ρ d) , humidité ( w), teneur en humidité des sols argileux, à la limite du roulage et de la fluidité ( wL Et wp), indicateurs de propriétés de déformation et de résistance ; Les paramètres d'état tels que le coefficient de porosité ont été calculés (e), porosité, capacité d'humidité totale, pour les sols argileux - indice de plasticité et indice de fluidité, coefficient de surconsolidation du sol ROC(comme le rapport de la pression de pré-compactage ( σ p ")à la pression des ménages au point de prélèvement) et d'autres caractéristiques.

Lors du choix des méthodes graphiques pour déterminer un indicateur p str, sauf méthodeCasagrande les méthodes utilisées à l'étranger pour déterminer la pression de pré-compactage ont été examinées σp". Il est à noter que dans la terminologie d'un ingénieur géologue, la « pression de pré-compactage » ( Préconsolidation Stresser) , commence à déplacer le concept habituel de « résistance structurelle du sol », bien que les méthodes permettant de les déterminer soient les mêmes. Par définition, la résistance structurelle du sol est la contrainte verticale dans un échantillon de sol correspondant au début de la transition des déformations élastiques en compression aux déformations plastiques, ce qui correspond au terme Rendement Stresser. En ce sens, la caractéristique déterminée lors des essais de compression ne doit pas être considérée comme la pression maximale au sein de la « mémoire historique » de l’échantillon. Burland estime que le terme rendement stresser est plus précis, et le terme préconsolidation stresser doit être utilisé dans les situations dans lesquelles l’ampleur d’une telle pression peut être déterminée par des méthodes géologiques. De même le terme Sur Consolidation rapport (ROC) doit être utilisé pour décrire l’historique de stress connu, sinon le terme Rendement Stresser rapport (YSR) . Dans de nombreux cas Rendement Stresser est considérée comme la contrainte effective de pré-consolidation, bien que techniquement cette dernière soit associée à un soulagement des contraintes mécaniques, tandis que la première inclut des effets supplémentaires dus à la diagenèse, à la cohésion due à la matière organique, au rapport des composants du sol et à sa structure, c'est-à-dire est la résistance structurelle du sol.

Ainsi, la première étape vers l'identification des caractéristiques de la formation du sol devrait être la détermination quantitative du profil Rendement Stresser, ce qui est paramètre clé distinguer les sols normalement compactés (avec une réaction majoritairement plastique) des sols surconsolidés (associés à une réaction pseudo-élastique). Et la solidité structurelle p str, et pression de pré-compactage σp" sont déterminés de la même manière, comme indiqué, principalement par des méthodes de laboratoire basées sur les résultats des tests de compression (GOST 12248, ASTM D 2435 et ASTM D 4186). Il existe de nombreux travaux intéressants étudiant l'état du sol, la pression de pré-compactage σp" et les méthodes pour sa détermination sur le terrain. Le traitement graphique des résultats des tests de compression est également très diversifié. Vous trouverez ci-dessous une brève description des méthodes de détermination les plus couramment utilisées à l'étranger ; σ p ", qui doit être utilisé pour obtenir p str.

MéthodeCasagrande(1936) - la plupart ancienne méthode pour calculer la résistance structurelle et la pression de pré-compactage. Elle repose sur l’hypothèse que le sol subit un changement de résistance, passant d’une réponse élastique à une charge à une réponse plastique, à un point proche de la pression de pré-consolidation. Cette méthode donne de bons résultats s'il existe un point d'inflexion précisément défini sur le graphique de la courbe de compression. de la forme e - log σ"(Fig. 1 a), par laquelle sont tracées une tangente et une ligne horizontale à partir du coefficient de porosité, puis une bissectrice entre elles. La section droite de l'extrémité de la courbe de compression est extrapolée jusqu'à l'intersection avec la bissectrice et un point est obtenu , signification lorsqu'il est projeté sur l'axe logσ", correspond à la pression de surconsolidation σp"(ou résistance structurelle). La méthode reste la plus utilisée par rapport aux autres.

Méthode Burmister(1951) - représente une dépendance de la forme ε - Journal σ", Où ε - déformation relative. Signification σp" déterminé par l'intersection de la perpendiculaire partant de l'axe Enregistrer σ" passant par le point de la boucle d'hystérésis lorsque l'échantillon est rechargé, avec une tangente à la section finale de la courbe de compression (Fig. 1 b).

Méthode Schemertmann(1953), une courbe de compression de la forme est également utilisée ici e - log σ"(Fig. 1c). Des essais de compression sont effectués jusqu'à obtention d'une section droite distincte sur la courbe, puis déchargés à la pression domestique et rechargés. Sur le graphique, tracez une ligne parallèle à la ligne médiane de la courbe de décompression-recompression passant par le point de pression d'origine. Signification σp" déterminé en traçant une perpendiculaire à partir de l’axe logσ" par le point de déchargement, jusqu'à ce qu'il croise une ligne droite parallèle. Du point σp" tracer une ligne jusqu'à ce qu'elle croise un point sur une section droite de la courbe de compression ayant un coefficient de porosité e=0,42. La courbe de compression réelle résultante est utilisée pour calculer le taux de compression ou taux de compactage. Cette méthode est applicable aux sols de consistance molle.

MéthodeAkaï(1960) représente la dépendance du coefficient de fluage εs depuis σ" (Fig. 1d), est donc utilisé pour les sols sujets au fluage. La courbe de consolidation représente la dépendance déformation relativeà partir du logarithme du temps et est divisé en sections de consolidation par filtration et de consolidation par fluage. Akai a noté que le coefficient de fluage augmente proportionnellement σ" à la valeur σ p ", et après σp" proportionnellement Logσ".

Méthode Janbu(1969) repose sur l’hypothèse que la pression de pré-consolidation peut être déterminée à partir d’un graphique de la forme ε - σ" . Dans la méthode Janbu pour les argiles à haute sensibilité et faible ROC La pression de pré-consolidation peut être déterminée en traçant un tracé charge-déformation à l’aide d’une échelle linéaire. Deuxième façon Janbu est un graphique du module de déformation sécant E ou E 50 des contraintes efficaces σ" (Fig.1d). Et encore une option Méthode Christensen-Janbu(1969) représente une dépendance de la forme r - σ", obtenu à partir des courbes de consolidation , Où t- temps , r= dR/dt, R.= dt/dε.

Méthode Selforce(1975) est une dépendance de la forme ε - σ" (Fig. 1 e), est principalement utilisé pour la méthode CRS. L'axe contrainte-déformation est sélectionné avec un rapport fixe sur une échelle linéaire, généralement un rapport de 10/1 pour le rapport contrainte (kPa) sur déformation (%). Cette conclusion a été obtenue après une série d'essais sur le terrain au cours desquels la pression interstitielle et les sédiments ont été mesurés. Cela signifie que la méthode Sallfors d'estimation de la pression de surconsolidation donne des valeurs plus réalistes que les estimations issues d'essais sur le terrain.

Méthode Pacheco Silva(1970) semble très simple en termes de construction d’un graphe, également de la forme e - Log σ"(Fig.1g) , donne des résultats précis lors des tests de sols mous. Cette méthode ne nécessite pas d’interprétation subjective des résultats et est également indépendante de l’échelle. Largement utilisé au Brésil.

MéthodeChamp de beurre(1979) est basé sur une analyse du graphique de la dépendance du volume de l'échantillon à la contrainte effective de la forme log(1+e) - log σ" ou ln (1+e) - lnσ"(Fig. 1h). La méthode comprend plusieurs versions différentes, dans lesquelles la pression de pré-compactage est définie comme le point d'intersection de deux lignes.

Méthode Tavenas(1979) suppose une relation linéaire entre l'énergie de déformation et la contrainte effective pour la partie recompression de l'essai dans un graphique de la forme σ"ε - σ" (Fig. 1n, en haut du graphique). Il est utilisé directement à partir de la courbe de compression sans prendre en compte la partie rechargement du test. Pour les échantillons plus consolidés, la courbe contrainte/déformation se compose de deux parties : la première partie de la courbe augmente plus fortement que la seconde. Le point d'intersection des deux lignes est défini comme la pression de pré-consolidation.

Méthode Oikawa(1987) représente les intersections de droites sur un graphique de dépendance journal(1+e) depuis σ" -

Méthode José(1989) représente une dépendance de la forme log e - log σ" Méthode très simple d’estimation approximative de la pression de pré-compactage, la méthode utilise l’intersection de deux droites. Il s’agit d’une méthode directe et il n’y a aucune erreur dans la détermination de l’emplacement du point de courbure maximale. MéthodeSridharanetal. (1989) présente également un graphique de la dépendance log(1+e) - log σ" pour déterminer résistance structurelle des sols denses, donc la tangente coupe la ligne horizontale correspondant au coefficient de porosité initial, ce qui donne de bons résultats.

MéthodeBurlande(1990) est une intrigue de la relation indice de porositéIV du stress σ" (Fig. 1i). L'indice de porosité est déterminé par la formule IV= (e-е* 100)/(е* 100 -е* 1000), ou dl I sols plus faibles : IV= (e-é* 10)/(é* 10 -é* ​​100), Où e* 10, e* 100 et e* 1000 coefficients de porosité sous des charges de 10, 100 et 1000 kPa (Fig. b) .

MéthodeJacobsen(1992), la résistance structurelle est supposée être de 2,5 σ à, Où σ à c est le point de courbure maximale sur le graphique de Casagrande, respectivement, également une dépendance de la forme journal électronique σ" (Fig. 1 l).

Méthode Onitsuka(1995) représente les intersections de droites sur un graphique de dépendance ln(1+e) depuis σ" - contraintes effectives appliquées à l'échelle sur une échelle logarithmique (logarithmes décimaux).

Méthode Van Zelst(1997), sur un graphe de dépendance de la forme ε - logσ", la pente de la ligne (ab) est parallèle à la pente de la ligne de déchargement ( CD). Point de l'abscisse ( b) est la résistance structurelle du sol (Fig. 1 m).

MéthodeBecker(1987), comme la méthode de Tavenas, détermine l'énergie de déformation à chaque charge d'essai de compression en utilisant la relation W- σ", où. L'énergie de déformation (ou, au contraire, le travail de force) est numériquement égale à la moitié du produit de la grandeur du facteur de force et de la valeur du déplacement correspondant à cette force. La valeur de tension correspondant au travail total est déterminée à la fin de chaque incrément de tension. La dépendance au graphique comporte deux sections droites ; la pression de surconsolidation sera le point d'intersection de ces droites.

MéthodeContrainte du journal d'énergie de déformation(1997),Senol et Saglamer(2000 g (Fig. 1n)), méthodes de Becker et/ou Tavenas modifiées, représente une dépendance de la forme σ" ε - logσ", 1 et 3 sections sont des lignes droites dont le point d'intersection, une fois étendues, sera la résistance structurelle du sol.

MéthodeNagaraj et Shrinivasa Murthy(1991, 1994), les auteurs proposent une relation généralisée de la forme journal σ"ε - journal σ"- prédire la valeur de la pression de préconsolidation pour des sols meubles saturés surconsolidés. La méthode est basée sur la méthode Tavenas et comparée à Méthode Senol et al. (2000), cette méthode donne un coefficient de corrélation plus élevé dans des cas particuliers.

Méthode Chetia et Bora(1998) examine principalement l'historique des charges de sol, leurs caractéristiques et leurs estimations en termes de taux de surconsolidation (OCR), l'objectif principal de l'étude est d'établir une relation empirique entre l'OCR et le rapport anguille .

MéthodeThøgersen(2001) représente la dépendance du coefficient de consolidation aux contraintes effectives (Fig. 1 o).

MéthodeWangetGel, DissipéSoucheÉnergieMéthode DSEM (2004) fait également référence à des méthodes énergétiques pour calculer la déformation. Comparé à Énergie de contrainte Méthode, DSEM utilise l'énergie de déformation dissipée et la pente de déchargement-rechargement du cycle de compression pour minimiser l'influence de la structure endommagée de l'échantillon et éliminer l'effet de déformation élastique. L'énergie de déformation dissipée, d'un point de vue micromécanique, est directement liée à l'irréversibilité du processus de consolidation. L’utilisation de la pente de la courbe de compression dans la section de déchargement-rechargement simule le rechargement élastique pendant l’étape de recompression et peut minimiser l’impact de la défaillance de l’échantillon. La méthode est moins dépendante de l’opérateur que la plupart des méthodes existantes.

Méthode EinavetCharretier(2007) est également un graphique de la forme e-logσ", UN σp" exprimée par une dépendance exponentielle plus complexe .

Le cas du passage d'un sol au stade de fluage de consolidation après franchissement σp" décrit dans les travaux, si la fin de l'étape de chargement suivante coïncide avec la fin de la consolidation primaire et le coefficient de porosité sur le graphique de dépendance e - log σ" chute brusquement verticalement, la courbe entre dans la phase de consolidation secondaire. Lors du déchargement, la courbe revient au point final de consolidation primaire, créant un effet de pression de surconsolidation. Il existe de nombreux ouvrages proposant des méthodes de calcul pour déterminer l'indicateur σp".

a)b) V)

G) d) e)

g) h) Et)

À) l)m)

m) O)

Méthodes :

UN)Casagrande, b)Burmister, c) Schemertmann,G)Akaï, d)Janbu, f) Selfors, g) Pacheco Silva, h)Butterfield, je)Burlande, À)Jacobsen, l)Van Zelst, m)Becker, n)Sénol et Saglamer, Ô)Èmeø Gersen

Riz. 1. Schémas de traitement graphique des résultats des tests de compression utilisés pour déterminer la résistance structurelle du sol à l'aide de diverses méthodes

En général, les méthodes graphiques permettant de déterminer la pression de surconsolidation sur la base des résultats des tests de compression peuvent être divisées en quatre groupes principaux. Premier groupe les solutions incluent la dépendance du coefficient de porosité ( e)/densité (ρ)/déformation relative ( ε )/changements de volume ( 1+e) des contraintes effectives (σ" ). Les graphiques sont corrigés en prenant le logarithme d'une ou deux des caractéristiques listées, ce qui conduit à un redressement des sections de la courbe de compression, et au résultat souhaité ( σ p ") est obtenu en croisant les sections redressées extrapolées. Le groupe comprend les méthodes de Casagrande, Burmister, Schemertmann, Janbu, Butterfield, Oikawa, Jose, Sridharan et al., Onitsuka, etc. Deuxième groupe relie les indicateurs de consolidation aux contraintes effectives, ce sont les méthodes : Akai, Christensen-Janbu et Thøgersen. Les plus simples et les plus précis sont considérés méthodes du troisième groupe- les méthodes énergétiques de calcul des déformations : Tavenas, Becker, Strain Energy-Log Stress, Nagaraj & Shrinivasa Murthy, Senol et Saglamer, Frost et Wang, etc. Les méthodes énergétiques de calcul des déformations s'appuient également sur la relation unique entre le coefficient de porosité à l'étape de l'achèvement de la consolidation primaire et de la contrainte effective, Becker et d'autres estiment une relation linéaire entre l'énergie de déformation totale W et un stress efficace sans prendre en compte le déchargement et le rechargement. En réalité, toutes les méthodes énergétiques s'affichent dans l'espace W- σ" , tout comme la méthode Butterfield est reproduite sur le terrain enregistrer(1+e)-enregistrer σ". Si la méthode Casagrande concentre la pression de surconsolidation principalement sur la partie la plus courbée du graphique, alors les méthodes énergétiques sont adaptées au milieu de la pente de la courbe de compression jusqu'à σp". Une partie de la reconnaissance de la supériorité de ces méthodes est due à leur relative nouveauté et à leur mention dans le développement et l'amélioration d'une nouvelle méthode de ce groupe en développement actif. Quatrième groupe combine des méthodes avec une variété d'approches non standard du traitement graphique des courbes, notamment les méthodes de Jacobsen, Selfors, Pacheco Silva, Einav et Carter, etc. Sur la base de l'analyse donnée dans les sources 10, 19, 22-24, 30 , 31, 43-46] A noter que les méthodes graphiques les plus courantes sont Casagrande, Butterfield, Becker, Strain Energy-Log Stress, Sellfors et Pacheco Silva en Russie, la méthode Casagrande est principalement utilisée ;

Il convient de noter que si l'on veut déterminer YSR ( ou ROC) une valeur suffit p str ou σp" , puis lors de la sélection de sections droites de la courbe de compression avant et après p str lors de l'obtention des caractéristiques de déformation, il est souhaitable d'obtenir deux points clés : le minimum p str/min et maximale p str / mhache résistance structurelle (Fig. 1 a). Ici, il est possible d'utiliser les points de séparation des tangentes aux sections initiales et finales, ou d'utiliser les méthodes Casagrande, Selfors et Pacheco Silva. À titre indicatif lors de l'étude des paramètres de compression, il est recommandé de déterminer également les indicateurs des propriétés physiques du sol correspondant à la résistance structurelle minimale et maximale : principalement les coefficients de porosité et d'humidité.

Dans ce travail, l'indicateur p strétait obtenu selon la méthodologie standard définie dans GOST 12248 sur le complexe ASIS NPO Geotek. Pour déterminer p str le premier étage de pression et les suivants ont été pris égaux à 0,0025 MPa jusqu'au début de la compression de l'échantillon de sol, qui est considéré comme la déformation verticale relative de l'échantillon de sol e >0,005. Résistance structurelle déterminé par la partie initiale de la courbe de compression eje = f(LG σ" ), Où eje - coefficient de porosité sous charge σi. Le point de rupture évident de la courbe après la section droite initiale correspond à la résistance structurelle à la compression du sol. Le traitement graphique des résultats a également été réalisé en utilisant les méthodes classiques de Casagrande et Becker. . Résultats de la détermination des indicateurs selon GOST 12248 et les méthodes Casagrande et Becker sont bien corrélés entre eux (coefficients de corrélation r=0,97). Sans aucun doute, connaissant les valeurs à l'avance, vous pouvez obtenir les résultats les plus précis en utilisant les deux méthodes. En fait, la méthode Becker a semblé un peu plus difficile lors du choix de la tangente au début du graphique (Fig. 1m).

Selon les données du laboratoire, les valeurs varient p str de 0 à 188 kPa pour les loams, pour les argiles jusqu'à 170, pour les loams sableux jusqu'à 177. Les valeurs maximales ont naturellement été observées dans des échantillons prélevés à de grandes profondeurs. La dépendance du changement de l'indicateur avec la profondeur a également été révélée heure = 0,79):

p str = 19,6 + 0,62· h.

Analyse de variabilité ÔAVECR.(Fig. 2) a montré que les sols en dessous de 20 m sont normalement compactés, c'est-à-dire la résistance structurelle ne dépasse pas ou dépasse légèrement la pression des ménages ( ROC ≤1 ). Sur la rive gauche du fleuve. Ob à intervalles de 150-250 m, des semi-roches et semi-roches solidement cimentées par de la sidérite, de la goethite, de la chlorite, de la leptochlorite et du ciment ont été rencontrées. sols rocheux, ainsi que des sols dispersés à haute résistance structurelle supérieure à 0,3 MPa, sous-jacents et intercalés avec des eaux hétérogènes moins fortes, ce qui confirme généralement l'influence significative de la cimentation sur la résistance structurelle des sols, ce qui est confirmé par la systématisation de matériaux factuels similaires dans le travail. La présence de sols plus solides a provoqué une grande dispersion des valeurs dans cet intervalle, de sorte que leurs indicateurs n'ont pas été inclus dans le graphique de dépendance ÔAVECR. de la profondeur, ce qui n'est pas typique de toute la région. Pour la partie supérieure de la coupe, il faut noter le fait que la répartition des valeurs indicatrices est beaucoup plus large - jusqu'à très compactée (Fig. 2), puisque les sols de la zone d'aération se trouvent souvent dans un semi- état triphasé solide et solide, et avec une augmentation de leur humidité ( r=-0,47), capacité totale d'humidité ( r= -0,43) et degré de saturation en eau ( r= -0,32) la résistance structurelle diminue. Il existe également, notée plus haut, la possibilité de passer à une consolidation du fluage (et pas seulement en partie supérieure de la section). Il convient ici de noter que les sols à résistance structurale sont très divers : certains peuvent être dans un état diphasique non saturé en eau, d'autres peuvent avoir un coefficient de sensibilité aux contraintes mécaniques très élevé et une tendance au fluage, d'autres peuvent ont une adhérence importante due au ciment, et d'autres peuvent être simplement des sols argileux assez résistants, complètement saturés d'eau, situés à faible profondeur.

Les résultats de la recherche ont permis pour la première fois d'évaluer l'un des indicateurs les plus importants de l'état initial des sols dans la région de Tomsk - sa résistance structurelle, qui au-dessus de la zone d'aération varie dans des limites très larges, elle doit donc être déterminés sur chaque chantier avant de procéder à des essais visant à déterminer des indicateurs des propriétés physiques et mécaniques des sols. L'analyse des données obtenues a montré que les changements dans l'indicateur ROCà une profondeur inférieure à 20-30 mètres sont moins importants, les sols sont normalement compactés, mais leur résistance structurelle doit également être prise en compte lors de la détermination caractéristiques mécaniques sols. Il est recommandé d'utiliser les résultats de la recherche dans des essais de compression et de cisaillement, ainsi que pour déterminer l'état perturbé d'échantillons à structure naturelle.

Réviseurs :

Savichev O.G., docteur en géologie, professeur du département d'hydrogéologie, de géologie technique et d'hydrogéoécologie, Institut des ressources naturelles, Université polytechnique de Tomsk, Tomsk.

Popov V.K., docteur en géologie et minéralogie, professeur du département d'hydrogéologie, de géologie technique et d'hydrogéoécologie, Institut des ressources naturelles, Université polytechnique de Tomsk, Tomsk.

Lien bibliographique

Ci-dessus, nous avons considéré la déformation d'un sol qui n'a pas de résistance structurelle, c'est-à-dire compacté sous l'influence même d'une légère pression. Ce phénomène est généralement caractéristique des sols très fragiles.

Dans la plupart des cas, les sols naturels sont compactés par la pression des couches sus-jacentes. En raison du compactage, les particules du sol se sont rapprochées et des liaisons eau-colloïdale se sont formées entre elles. Au cours de la longue existence des sols, sous certaines conditions, des liaisons de cristallisation fragiles pourraient en outre y apparaître. Au total, ces liens confèrent au sol une certaine résistance, appelée résistance structurelle sol p str.

À une pression inférieure à la résistance structurelle ( p

), lorsqu'il est perçu par des liaisons eau-colloïdale et de cristallisation, le compactage ne se développe pratiquement pas. Seulement quand p>p chaîne le compactage du sol se produit. Il est difficile d'établir la valeur exacte de la résistance structurelle, car une destruction partielle de la structure du sol se produit déjà lors de l'échantillonnage. De plus, lorsque l'échantillon est comprimé, la destruction de la structure se produit d'abord au niveau de certains des points de contact les plus intenses ; particules, même à basse pression. À mesure que la pression augmente, la destruction aux points de contact augmente rapidement et le processus entre dans la phase de compactage du sol dans tout le volume de l'échantillon (Fig. 3.4.a.).