Lorsque vous devez prendre en compte de nombreux facteurs. Une attention particulière doit être portée à la composition et certains de ses types sont capables de s'affaisser lorsque l'humidité augmente en tension sous son propre poids ou sous une charge externe. D'où le nom de ces sols - "affaissement". Considérez plus loin leurs caractéristiques.

Sortes

La catégorie considérée comprend:

• Sols de loess (suspes et loess).
• Argiles et limons.
• Types distincts de boues de couverture et de limons.
• Déchets industriels en vrac. Ceux-ci incluent, en particulier, les cendres, la poussière de grille.
• Sols argileux poussiéreux avec une résistance structurelle élevée.

Spécificité

Au stade initial organisation du chantier il est nécessaire de mener une étude de la composition du sol du site pour identifier les déformations. Leur occurrence en raison des particularités du processus de formation du sol. Les couches sont dans un état insuffisamment compacté. Dans un sol de loess, un tel état peut persister pendant toute la durée de son existence.

Une augmentation de la charge et de l'humidité provoque généralement un compactage supplémentaire dans les couches inférieures. Cependant, étant donné que la déformation dépendra de la force de l'influence extérieure, le compactage insuffisant de la strate par rapport à la pression extérieure dépassant la contrainte de sa propre masse restera.

La possibilité de fixer des sols faibles est déterminée lors d'essais en laboratoire par le rapport entre la diminution de la résistance lorsqu'il est mouillé et l'indicateur de la pression effective.

Propriétés

En plus du sous-compactage, les sols qui s'affaissent se caractérisent par une faible teneur en 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, la bande médiane, l'indicateur est compris entre 0,12 et 0,20. Le degré d'humidité dans le premier cas est de 0,1-0,3, dans le second de 0,3-0,6.

Résistance structurelle

Elle est principalement due à l'adhérence de la cimentation. Plus l'humidité pénètre dans le sol, plus la résistance est faible.

Les résultats de la recherche ont montré que les minces films d'eau ont un effet de calage sur les formations. Ils agissent comme un lubrifiant, facilitant le glissement des particules de sol qui s'affaissent. Les films permettent une pose plus dense des couches sous influence extérieure.

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

Caractéristique de processus

Le rabattement est un processus physique et chimique complexe. Il se manifeste sous la forme d'un compactage du sol dû au mouvement et au tassement 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 pression agissant.

Une augmentation de la densité entraîne une certaine modification des caractéristiques individuelles. Par la suite, sous l'influence de la pression, le compactage continue, respectivement, la résistance continue d'augmenter.

Conditions

Pour qu'un prélèvement se produise, vous avez besoin de :

• La charge de la fondation ou sa propre masse, qui, lorsqu'elle est mouillée, va vaincre les forces de cohésion des particules.
• Niveau d'humidité suffisant. Il contribue à la réduction de la force.

Ces facteurs doivent fonctionner ensemble.

L'humidité détermine la durée de la déformation sols qui s'affaissent. En règle générale, cela se produit dans un délai relativement court. 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 est filtrée à travers le sol.

Méthodes de détermination de la densité du sol

L'affaissement relatif est déterminé à partir d'échantillons de structure non perturbée. Pour cela, un dispositif de compression est utilisé - densimètre de sol. Les méthodes suivantes sont utilisées dans l'étude:

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

Les points importants

Lors des essais en densimètres de sol lors de l'utilisation de l'une des options ci-dessus, il est nécessaire de tenir compte du fait que les résultats des études se caractérisent par une variabilité importante. 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.

Ces fluctuations importantes sont associées à la petite taille des échantillons, à l'hétérogénéité du matériau due au carbonate et autres inclusions, ou à la présence de grands pores. Les erreurs inévitables dans l'étude sont également importantes pour les résultats.

Facteurs qui influencent

Au cours de nombreuses études, il a été établi que l'indicateur de la tendance à l'affaissement du sol dépend principalement :

• Pression.
• Degrés de densité du sol sous humidité naturelle.
• Composition affaissement du sol.
• Niveau d'humidité.

La dépendance à la charge se reflète dans la courbe, selon laquelle, avec une augmentation de l'indicateur, la valeur de la propension relative à changer en premier atteint également sa valeur maximale. Avec une augmentation ultérieure de la pression, il 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 dans le processus de chargement du sol qui s'affaisse avec une saturation naturelle à un certain niveau, la destruction de la structure commence. Dans ce cas, une forte compression est notée sans modification de la saturation en eau. La déformation au cours de l'augmentation de la pression 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 du nombre de plasticité, la tendance à la déformation diminue. En termes simples, un plus grand degré de variabilité de la structure est caractéristique du lisier, un plus petit - pour l'argile. Naturellement, pour remplir cette règle, d'autres conditions doivent être égales.

Pression initiale

À concevoir des fondations pour 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 à pleine saturation en eau. Il perturbe la résistance structurelle naturelle du sol. Cela conduit au fait que le processus normal de compactage est perturbé. Ces changements, à leur tour, s'accompagnent d'une restructuration et d'un compactage intense.

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 prise proche de zéro. Cependant, dans la pratique, ce n'est pas le cas. Le paramètre spécifié doit être utilisé de telle sorte que l'épaisseur soit 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 estimée à laquelle il n'y aura pas de changement.
• La taille de la zone dans laquelle le compactage se produira à partir de la masse de la fondation.
• La profondeur requise de déformation du sol ou l'épaisseur du coussin de sol, qui exclut complètement la déformation.
• La profondeur à partir de laquelle les changements par rapport à la masse du sol commencent.

Humidité initiale

C'est ce qu'on appelle l'indicateur auquel les sols dans un état de stress commencent à s'affaisser. Une composante de 0,01 est considérée comme une valeur normale lors de la détermination de l'humidité initiale.

La méthode de détermination du paramètre est basée sur des tests de compression en laboratoire. 4 à 6 échantillons sont nécessaires pour l'étude. La méthode des deux courbes est utilisée.

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

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

L'humidification des échantillons restants est effectuée selon des indicateurs qui divisent la limite d'humidité de la saturation initiale à la saturation totale en eau en intervalles relativement égaux. Ensuite, ils sont examinés dans des appareils de compression.

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

Caractéristiques de déformation

Ce sont les coefficients de compressibilité et sa variabilité, module de déformation, compression relative.

Le module de déformation est utilisé pour calculer les indicateurs probables de tassement des fondations et leurs irrégularités. En règle générale, il est déterminé sur le terrain. Pour cela, des échantillons de sol sont testés avec des charges statiques. La valeur du module de déformation est affectée par l'humidité, le niveau de densité, la cohésion structurelle et la résistance du sol.

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

Coefficient de variabilité de compressibilité

Il est défini comme le rapport de la compressibilité sous humidité constante ou naturelle aux caractéristiques du sol dans un état saturé en eau.

Une comparaison des coefficients obtenus lors 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 en laboratoire.

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

Caractéristiques de résistance

Ce sont l'angle de frottement interne et la cohésion spécifique. Ils dépendent de la résistance structurelle, du niveau de saturation en eau et (dans une moindre mesure) de la densité. Avec une augmentation de l'humidité, l'adhérence diminue de 2 à 10 fois et l'angle de 1,05 à 1,2. Avec une augmentation de la résistance structurelle, l'adhérence est améliorée.

Types de sols d'affaissement

Il y en a 2 au total :

1. Le tassement se produit principalement dans la zone déformable de la base sous l'action de la charge de la fondation ou d'un autre facteur externe. Dans le même temps, la déformation due à son poids est presque absente ou ne dépasse pas 5 cm.
2. L'affaissement du sol de sa masse est possible. Il se produit principalement dans la couche inférieure de l'épaisseur et dépasse 5 cm Sous l'action d'une charge extérieure, un affaissement peut également se produire dans la partie supérieure à l'intérieur des limites de la zone déformable.

Le type d'affaissement est utilisé pour évaluer les conditions de construction, développer des mesures anti-affaissement, concevoir des fondations, des fondations et le bâtiment lui-même.

Informations Complémentaires

Le tassement peut survenir à n'importe quelle étape de la construction ou de l'exploitation d'un ouvrage. Elle peut se manifester après une augmentation de l'humidité de subsidence initiale.

Pendant le 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, après quelques jours, le rabattement 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 mouillée. 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 descendant de la couche d'humidification et de la formation d'une zone saturée en eau. Dans ce cas, l'affaissement commencera dès que le front d'humidification atteindra la profondeur à laquelle le sol s'affaisse sous son propre poids.

Points : 1/1

Le calcul des bases par capacité portante, s'il ne peut pas être effectué de manière analytique, peut être effectué par des méthodes analytiques graphiques utilisant des surfaces de glissement rondes-cylindriques ou brisées, si:

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Points : 1/1

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

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Points : 0,9/1

Est-il nécessaire de calculer les déformations des fondations des structures à partir des charges externes et du 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'un repère à un autre pour des fondations de dalles adjacentes situées à des repères différents ?

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Points : 1/1

Est-il nécessaire de calculer la résistance des matériaux de construction des fondations lors de l'évaluation des états limites du premier groupe ?

Choisissez une réponse.

Points : 1/1

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

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

Concepts de base du cours.

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

sol désigne toute roche utilisée dans la construction comme fondation d'une structure, l'environnement dans lequel la structure est érigée ou le matériau de la structure.

formation rocheuse appelé un ensemble de minéraux construit régulièrement, qui se caractérise par sa composition, sa structure et sa texture.

En dessous de composition impliquer une liste de minéraux qui composent la roche. Structure- c'est la taille, la forme et le rapport quantitatif des particules qui composent 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 à l'état naturel, en vrac et alluviaux.

Objectifs du cours de mécanique des sols.

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

Lois fondamentales et dispositions fondamentales de la mécanique des sols ;

Propriétés du sol et leurs caractéristiques - physique, déformation, résistance ;

Méthodes de calcul de l'état de contrainte de la masse de sol ;

Méthodes de calcul de la résistance des sols et des sédiments.

Composition et structure des sols.

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

Des particules solides Les sols sont constitués de minéraux rocheux aux propriétés différentes :

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

Minéraux solubles dans l'eau;

des minéraux argileux.

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

Cristallisation;

Lié;

Libre.

gazeux le composant dans les couches supérieures du sol est représenté par l'air atmosphérique, en dessous - par 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 anguleuse et arrondie. La principale caractéristique de la structure du sol est classement, 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 la strate de sol dans le réservoir. Il existe les principaux types de composition de sols argileux naturels suivants: stratifiés, continus et complexes.

Les principaux types de liaisons structurelles dans les sols :

1) cristallisation les liens sont inhérents aux sols rocheux. L'énergie des liaisons cristallines est proportionnelle à l'énergie intracristalline de la liaison chimique des atomes individuels.

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

Le travail est consacré à la caractérisation de l'état initial des sols dispersés - leur résistance structurale. Connaître 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 des essais des sols sont d'une importance primordiale pour déterminer les caractéristiques de leurs propriétés physiques et mécaniques, ainsi que dans les calculs ultérieurs du tassement des fondations des structures, qui est mal reflété dans les documents réglementaires et peu utilisé dans la pratique du génie et des études géologiques. L'article décrit brièvement les méthodes graphiques les plus courantes pour déterminer l'indice sur la base des résultats des tests de compression, les résultats des études en laboratoire de la résistance structurelle des sols dispersés sur le territoire de la région de Tomsk. Les relations entre la résistance structurale des sols et la profondeur de leur occurrence, le degré de leur compaction sont révélées. De brèves recommandations sur l'utilisation de l'indicateur sont données.

Résistance structurale des sols

pression de pré-scellage

1. Bellendir E.N., Vekshina T.Yu., Ermolaeva A.N., Zasorina O.A. Méthode d'évaluation du degré de surconsolidation des sols argileux en présence naturelle//Brevet de Russie n° 2405083

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

3.GOST 30416–2012. Sols. Essais en laboratoire. Dispositions générales.

4. Kudryashova E.B. Schémas de formation des sols argileux surconsolidés : Cand. cand. Sciences géologiques et minéralogiques : 25.00.08. - M., 2002. - 149 p.

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

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

7. Tsytovich N.A.// Matériaux de la conférence pansyndicale sur la construction sur des sols faibles saturés en eau. - Tallinn, 1965. - P. 5-17.

8. Akai, K. ie structurellen Eigenshaften von Schluff. Mitteilungen Heft 22 // Die Technishe Hochchule, Aix-la-Chapelle. - 1960.

9. Becker, D.B., Crooks, J.H.A., Been, K. et Jefferies, M.G. Travail comme critère pour déterminer les contraintes in situ et d'écoulement dans les argiles // Canadian Geotechnical Journal. - 1987. - Vol. 24., n° 4. – p. 549-564.

10. Boone J. A critical reappraisal of ‘‘preconsolidation pressure’’ interpretations using the oedometer test // Can. géotechnique. J.-2010. - Vol. 47.-p. 281–296.

11. Boone SJ & Lutenegger A.J. Carbonates et cimentation des sols cohésifs d'origine glaciaire dans l'État de New York et le sud de l'Ontario, Can. Géotechnique - 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, D.M. L'application de méthodes de test 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, Mass. - 1936. - Vol. 3.-p. 60–64.

16. Chen, BSY, Mayne, PW. Relations statistiques entre les mesures au 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 non cimentées saturées à partir de paramètres simples // Indian Geotechnical Journal. - 1998. - Vol. 28, n° 2. –p. 177-194.

18. Christensen S., Janbu N. Tests de l'oedomètre - une exigence primaire en mécanique des sols pratique. // Actes Nordisk Geoteknikermode NGM-92. - 1992. - Vol. 2, #9. –p. 449-454.

19. Conte, O., Rust, S., Ge, L. et Stephenson, R. Évaluation des méthodes de détermination des contraintes de pré-consolidation // Instrumentation, test et modélisation du comportement du sol et de la roche. – 2011. – p. 147–154.

20. Dias J. et al. Effets du trafic sur la pression de préconsolidation du sol 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, I; 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, #1-2. –p. 87-96.

23. Gregory, AS et coll. Calcul de l'indice de compression et de la contrainte de précompression à partir des données d'essai de compression du sol // Soil and Tillage Research, Amsterdam. - 2006. - Vol. 89, #1. –p. 45–57.

24. Grozic J. L. H., lunne T. & Pande S. An odeometer test study on the preconsolidation stress of glaciomarine clays. // Revue canadienne de géotechnique. - 200. - Vol. 40.-p. 857–87.

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

26. Jacobsen, H. M. Bestemmelse af forbelastningstryk i laboratoriet // Dans Actes de 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 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. 1–13.

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. // Dépt. de Génie Civil et Environnemental. - 2012. - 285p.

32. Ladd, C. C. Settlement Analysis of Cohesive Soils // Soil Publication 272, MIT, Department of Civil Engineering, Cambridge, Mass. - 1971. - 92p.

33. Mayne, P.W., Coop, M.R., Springman, S., Huang, A-B. et Zornberg, J. // GeoMaterial Behavior and Testing // Proc. 17e Int. Conf. Mécanique des sols et génie géotechnique. - 2009. - Vol. 4.-p. 2777-2872.

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

35. Nagaraj T. S., Shrinivasa Murthy B. R., Vatsala A. Prédiction des comportements du sol – partie ii – sol non cimenté saturé // Canadian Geotechnical Journal. - 1991. - Vol. 21, n° 1. – p. 137-163.

36. Oikawa, H. Courbe de compression des sols mous // Journal of the Japanese Geotechnical Society, 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 oedométrique pour les argiles naturelles // Journal de la Société japonaise de géotechnique, 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 // Actes de la 4e Conférence brésilienne sur la mécanique des sols et l'ingénierie des fondations, Rio de Janeiro, août 1970. - Vol. 2, #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. Preconsolidation pressure of soft, high plastic clays. - Göteborg. Département géotechnique de l'Université de technologie de Chalmers. - 231p.

41. Schmertmann, JH, Comportement de consolidation non perturbé de l'argile, Transaction, ASCE. - 1953. - Vol. 120.-p. 1201.

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

43. Semet C., Ozcan T. Détermination de la pression de préconsolidation avec réseau de neurones artificiels // 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 d'énergie de déformation // Electronic Journal of Geotechnical Engineering. - 2000. - Vol. 5.

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

46. ​​Solanki C.H., Desai M.D. Pression de préconsolidation à partir de l'indice du sol et des 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 essais de pénétration. —Orlando. - 1988. - Vol.2 - p. 993-999.

48. Tavenas F., Des Rosier J.P., Leroueil S. et al. Utilisation de l'énergie de déformation comme critère de rendement et de fluage pour les argiles peu 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. une.

50. Wang, L. B., Frost, J. D. Dissipated Strain Energy Method for Determining Preconsolidation Pressure // Canadian Geotechnical Journal. - 2004. - Vol. 41, n° 4. –p. 760-768.

résistance structurelle p str appelée résistance, due à la présence de liaisons structurelles et caractérisée par une contrainte, à laquelle l'échantillon de sol, lorsqu'il est chargé avec une charge verticale, ne se déforme pratiquement pas. Étant donné que le compactage commence à des contraintes dans le sol qui 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. Importance de définir un indicateur p str est célébrée depuis longtemps, car N.A. Tsytovich - "... en plus des indicateurs habituels des propriétés de déformation et de résistance des sols argileux faibles, afin d'évaluer le comportement de ces sols sous charge et d'établir la prédiction correcte de l'ampleur du tassement des structures érigées sur eux , il est nécessaire de déterminer la résistance structurale lors des sondages p str". Le phénomène d'étude du degré de compactage des sols est important pour prédire le tassement de la structure conçue, car le tassement sur des sols surcompactés peut être quatre fois ou plus inférieur à celui sur des sols normalement compactés. Pour les valeurs du coefficient de surconsolidation OCR > 6, le coefficient de pression latérale du sol au repos K à propos peut dépasser 2, ce qui doit être pris en compte lors du calcul des ouvrages souterrains.

Comme indiqué dans l'article : « Initialement, des conditions de compactage normal prévalent pendant le processus de sédimentation et de formation et de 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/gravement surconsolidés en raison de divers processus physiques, environnementaux, climatiques et thermiques sur plusieurs milliers à des millions d'années. Ces mécanismes de surconsolidation et/ou de précontrainte visible comprennent : l'érosion de surface, les intempéries, l'élévation du niveau de la mer, l'élévation de la nappe phréatique, 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 impacts géochimiques » . Le sujet de la détermination de l'état de compactage du sol est toujours d'actualité et se retrouve dans des publications de presque tous les continents. Les facteurs et indicateurs qui déterminent l'état sur-compacté ou sous-compacté des sols argileux, les causes et l'influence sur les paramètres physiques et mécaniques d'une cimentation aussi forte sont pris en compte dans les travaux. Les résultats de la détermination de l'indicateur ont également un large éventail d'applications pratiques, à commencer par le calcul du tassement des fondations des structures; préservation de la structure naturelle des échantillons destinés aux tests de laboratoire ; à des sujets très spécifiques, prédire le compactage du sol dans les plantations d'eucalyptus et de café en comparant leur résistance structurelle à la charge des machines.

Connaissance des valeurs des indicateurs p str et leur variabilité avec la profondeur caractérisent les caractéristiques de la composition, des liaisons et de la structure des sols, les conditions de leur formation, y compris l'historique des chargements. À cet égard, d'un intérêt scientifique et pratique particulier sont les études p str dans différentes régions, ces études sont particulièrement importantes sur le territoire de la 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 menées, à la suite desquelles le territoire de la ville de Tomsk et les zones environnantes ont été étudiés de manière suffisamment détaillée à partir de positions géotechniques. Parallèlement, il convient de noter que les sols ont été étudiés spécifiquement pour la construction de certaines installations conformément aux documents réglementaires en vigueur, qui ne contiennent pas de recommandations d'utilisation ultérieure. p str et, par conséquent, ne pas l'inclure dans la liste des caractéristiques requises du sol à déterminer. 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, les déterminations en laboratoire de la composition du sol et des caractéristiques des principales propriétés physiques et mécaniques, l'étude de la variabilité p str avec la profondeur, comparaison de la résistance structurelle avec la pression intérieure.

Les travaux ont été réalisés dans le cadre d'études techniques et géologiques pour un certain nombre de grands objets situés dans les régions du centre et du nord-ouest de la région de Tomsk, où la partie supérieure de la section est représentée par divers complexes stratigraphiques et génétiques du Quaternaire, du Paléogène et les roches du Crétacé. Les conditions d'apparition, de distribution, de composition, d'état dépendent de l'âge et de la genèse et créent une image assez hétérogène; seuls les sols dispersés ont été étudiés en termes de composition, dans lesquels prédominent les variétés d'argile de consistance semi-solide, dure et rigide-plastique. Pour résoudre les tâches définies, des puits et des fosses ont été testés en 40 points, plus de 200 échantillons de sols dispersés ont été sélectionnés à une profondeur allant jusqu'à 230 m. Des tests de sol ont été effectués conformément aux méthodes indiquées dans les documents réglementaires en vigueur. Ont été déterminés : distribution granulométrique, densité (ρ) , densité de particules solides ( ρs) , densité du sol sec ( p d) , humidité ( w), humidité des sols argileux, à la frontière du laminage et de la fluidité ( wL et wp), indicateurs des propriétés de déformation et de résistance ; paramètres d'état calculés tels que le facteur de porosité (e) porosité, capacité totale d'humidité, pour les sols argileux - nombre de plasticité et indice d'écoulement, coefficient de compactage du sol ROC(en tant que rapport de la pression de précompression ( p ")à la pression domestique au point de prélèvement) et d'autres caractéristiques.

Lors du choix de méthodes graphiques pour déterminer l'indicateur p str, Outre méthodeCasagrande les méthodes utilisées à l'étranger pour déterminer la pression de pré-compactage ont été prises en compte σ p ". A noter que dans la terminologie d'un ingénieur géologue, "pression de pré-compactage" ( Préconsolidation Stresser) , commence à déplacer le concept familier de "résistance structurelle du sol", bien que les méthodes pour les déterminer soient les mêmes. Par définition, la résistance structurale du sol est la contrainte verticale dans l'échantillon de sol, correspondant au début de la transition des déformations compressives élastiques 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 dans la "mémoire historique" de l'échantillon. Burland estime que le terme rendement stresser est plus précis, et le terme préconsolidation stresser doit être utilisé pour les situations dans lesquelles l'amplitude d'une telle pression peut être déterminée par des méthodes géologiques. De même, le terme Plus de Consolidation Rapport (ROC) doit être utilisé pour décrire un historique connu de contraintes, sinon le terme Rendement Stresser Rapport (YSR) . Dans de nombreux cas Rendement Stresser est considérée comme la contrainte effective de pré-compactage, bien que cette dernière soit techniquement liée au 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 structurale du sol.

Ainsi, la première étape vers l'identification des caractéristiques de la formation du sol devrait être une détermination quantitative du profil Rendement Stresser, qui est un paramètre clé pour séparer les sols normalement compactés (à réponse majoritairement plastique) des sols surconsolidés (associés à une réponse pseudo-élastique) . et résistance structurelle p str, et pression de pré-compactage p" 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 sur l'état du sol, la pression de pré-compactage p" et des méthodes pour sa détermination sur le terrain. Le traitement graphique des résultats des tests de compression est également très diversifié, ci-dessous une brève description des méthodes les plus couramment utilisées à l'étranger pour déterminer p ", qu'il faut utiliser pour obtenir p str.

MéthodeCasagrande(1936) est la plus ancienne méthode de calcul de la résistance structurelle et de la pression de pré-compactage. Il est basé sur l'hypothèse que le sol subit un changement de résistance d'une réponse élastique à une charge à une réponse ductile en un point proche de la pression de pré-compactage. Cette méthode fonctionne bien lorsqu'il existe un point d'inflexion bien défini sur le graphique de la courbe de compression. de la forme e - log σ"(Fig. 1a), à travers laquelle une ligne tangente et horizontale est tracée à partir du coefficient de porosité, puis une bissectrice entre elles. La section droite de l'extrémité de la courbe de compression est extrapolée à l'intersection avec la bissectrice et un point est obtenu , sens lorsqu'il est projeté sur l'axe log σ", correspond à la pression de surconsolidation p"(ou résistance structurelle). La méthode reste la plus couramment utilisée par rapport aux autres.

Méthode Burmister(1951) - présente la dépendance de la forme ε-Log σ", où ε - déformation relative. Sens p" est déterminé à l'intersection de la perpendiculaire issue de l'axe Enregistrer σ" passant par le point de la boucle d'hystérésis lors du chargement répété de l'échantillon, avec une tangente à la section d'extrémité de la courbe de compression (Fig. 1b).

Méthode de Schermertmann(1953), la courbe de compression de la forme est également utilisée ici e - log σ"(Fig. 1c). Des essais de compression sont effectués jusqu'à l'obtention d'une section rectiligne 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 domestique. Sens p" déterminé en traçant une perpendiculaire à partir de l'axe log σ" par le point de déchargement, jusqu'à l'intersection avec une ligne parallèle. D'un point p" tracer une ligne jusqu'à ce qu'elle croise un point sur une section droite d'une courbe de compression ayant un coefficient de porosité e\u003d 0,42. La vraie courbe de compression résultante est utilisée pour calculer le taux de compression ou le taux de compactage. Cette méthode est applicable aux sols mous.

MéthodeAkaï(1960), présente la dépendance du coefficient de fluage s de σ" (Fig. 1d), est utilisé, respectivement, pour les sols sujets au fluage. La courbe de consolidation représente la dépendance de la déformation relative sur le logarithme du temps et est divisée en section de consolidation par infiltration et consolidation par fluage. Akai a noté que le facteur de fluage augmente proportionnellement σ" jusqu'à la valeur p ", et après p" proportionnellement log σ".

Méthode Janbu(1969) est basé sur l'hypothèse que la pression de pré-compactage peut être déterminée à partir d'un graphique comme ε - σ" . Dans la méthode Janbu pour les argiles à haute sensibilité et faible ROC la pression de pré-compactage peut être déterminée en traçant la courbe charge-déformation à l'aide d'une échelle linéaire. Deuxième voie Janbu est un graphique du module sécant de déformation E ou E 50 des contraintes effectives σ" (Fig. 1e). Et une option de plus Méthode de Christensen-Janbu(1969), présente une dépendance de la forme r - σ", obtenu à partir des courbes de consolidation , où t- temps , r= dR/dt, R= dt/dε.

Méthode Sellforce(1975) est une dépendance de la forme ε - σ" (Fig. 1f), est principalement utilisé pour la méthode CRS. L'axe contrainte-déformation est choisi selon un rapport fixe sur une échelle linéaire, typiquement 10/1 pour le rapport contrainte (kPa) sur déformation (%). Cette conclusion a été tirée après une série d'essais sur le terrain, où la pression interstitielle des pores et des sédiments a été mesurée. Cela signifie que la méthode de Sallfors pour estimer la pression de surconsolidation donne des valeurs plus réalistes que les estimations faites lors d'essais sur le terrain.

Méthode Pacheco Silva(1970), semble être très simple en ce qui concerne le tracé, également de la forme e - Log σ"(Fig. 1g) , donne des résultats précis lors de l'essai 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 l'analyse de la dépendance du volume de l'échantillon à la contrainte effective de la forme log(1+e) - log σ" ou ln (1+e) - ln σ"(Fig. 1h). La méthode comprend plusieurs versions différentes où la pression de pré-compactage est définie comme le point d'intersection de deux lignes.

Méthode Tavenas(1979), suggère une relation linéaire entre l'énergie de déformation et la contrainte effective pour la partie recompression du test dans un graphique comme σ"ε - σ" (Fig. 1n, en haut du graphique). Il est utilisé directement sur la base de la courbe de compression sans tenir compte de la partie remise à zéro du test. Pour des échantillons plus consolidés, le tracé contrainte/déformation se compose de deux parties : la première partie de la courbe monte plus fortement que la seconde. Le point d'intersection des deux lignes est défini comme la pression de pré-compactage.

Méthode Oikawa(1987), représente l'intersection des lignes sur le graphique de dépendance log(1+e) de σ" -

Méthode José(1989), présente une dépendance de la forme log e - log σ" une méthode très simple pour estimer la pression de pré-compactage, la méthode utilise l'intersection de deux droites. C'est une méthode directe et il n'y a pas d'erreurs dans la détermination de l'emplacement du point de courbure maximale. MéthodeSridharanetAl. (1989) est aussi un graphe de dépendance log(1+e) - log σ" pour déterminer résistance structurale des sols denses, donc la tangente croise l'horizontale correspondant au coefficient de porosité initial, ce qui donne de bons résultats.

MéthodeBurland(1990) est un graphe de dépendance indice de porositéje v du stress σ" (Fig. 1 et). L'indice de porosité est déterminé par la formule je v= (e-e* 100)/(e* 100 -e* 1000), ou dl i sols plus faibles : je v= (e-e* 10)/(e* 10 -e* 100), où e* 10, e* 100 et e* 1000 coefficients de porosité à des charges de 10, 100 et 1000 kPa (Fig. b) .

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

Méthode Onitsuka(1995), représente l'intersection des lignes sur le graphique de dépendance log(1+e) de σ" - contraintes effectives tracées sur l'échelle sur une échelle logarithmique (logarithmes décimaux).

Méthode Van Zelst(1997), sur un graphique de dépendance des espèces ε - log σ", la pente de la ligne (ab) est parallèle à la pente de la ligne de refoulement ( CD). Point d'abscisse ( b) est la résistance structurale du sol (Fig. 1m).

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

MéthodeÉnergie de déformation-contrainte logarithmique(1997),Sénol et Saglamer(2000 (Fig. 1n)), transformée par les méthodes de Becker et/ou Tavenas, est une dépendance de la forme σ" ε - log σ", 1 et 3 sections sont des lignes droites dont le point d'intersection, lorsqu'il est prolongé, sera la résistance structurelle du sol.

MéthodeNagaraj et Shrinivasa Murthy(1991, 1994), les auteurs proposent une relation généralisée de la forme log σ"ε - log σ"- prédire l'ampleur de la pression de pré-consolidation pour les sols saturés non consolidés sur-compactés. La méthode est basée sur la méthode de Tavenas et comparée à Méthode Sénol et al (2000), cette méthode donne un coefficient de corrélation plus élevé dans des cas particuliers.

Méthode Chetia et Bora(1998), considère principalement l'historique des charges du sol, leurs caractéristiques et leur évaluation 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 .

MéthodeThogersen(2001), est la dépendance du taux de consolidation aux contraintes effectives (Fig. 1o).

MéthodewangetGel, DissipéSoucheÉnergieméthode DSEM (2004) fait également référence aux méthodes énergétiques pour le calcul de la déformation. Comparé à Énergie de déformation méthode, DSEM utilise l'énergie de déformation dissipée et la pente du cycle de compression de déchargement-rechargement pour minimiser l'effet de la rupture de la structure de l'échantillon et éliminer l'effet de la déformation élastique. L'énergie de déformation dissipée, du point de vue de la 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 perturbation de l'échantillon. La méthode est moins dépendante de l'opérateur que la plupart des méthodes existantes.

Méthode Einavetcharretier(2007), est aussi un graphique de la forme e-logσ", un p" exprimée par une dépendance exponentielle plus complexe .

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

un B) dans)

G) e) e)

g) h) et)

à) l) m)

m) sur)

Méthodes :

un)Casagrande, b)Burmister, c) Schemertmann,G)Akaï, e)Janbu, f) Sellfors, g) Pacheco Silva, h)Butterfield, et)Burland, à)Jacobson, l)Van Zelst, m)Becker, n)Sénol et Saglamer, sur)Eø allemand

Riz. Fig. 1. Schémas de traitement graphique des résultats des essais de compression, utilisés pour déterminer la résistance structurelle du sol, par diverses méthodes

En général, les méthodes graphiques pour déterminer la pression de reconsolidation sur la base des résultats des tests de compression peuvent être divisées en quatre groupes principaux. Premier groupe solutions inclut les dépendances du coefficient de porosité ( e)/densité (ρ) / déformation relative ( ε )/changement 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 le résultat recherché ( 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 et autres. Deuxième groupe relie les taux de consolidation aux contraintes effectives, il s'agit des méthodes : Akai, Christensen-Janbu et Thøgersen. Les plus simples et les plus précis sont méthodes du troisième groupe- Méthodes de déformation énergétique : Tavenas, Becker, Strain Energy-Log Stress, Nagaraj & Shrinivasa Murthy, Senol et Saglamer, Frost et Wang, etc. Les méthodes de déformation énergétique reposent également sur la relation unique entre la porosité en fin de consolidation primaire et la contrainte, Becker et al. estiment la relation linéaire entre l'énergie de déformation totale O et tension efficace sans déchargement ni rechargement. En fait, toutes les méthodes énergétiques sont affichées dans l'espace. O- σ" , ainsi que la méthode Butterfield est reproduite dans le champ Journal(1+e)-Journal σ". Si la méthode de Casagrande concentre la pression de reconsolidation principalement sur la section la plus courbe du graphique, alors les méthodes énergétiques sont adaptées au milieu de la pente de la courbe de compression jusqu'à p". Une partie de la reconnaissance de la supériorité de ces méthodes est due à leur nouveauté relative et à la 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, Sellfors, Pacheco Silva, Einav et Carter, etc. Sur la base de l'analyse donnée dans les sources 10, 19, 22-24, 30, 31, 43-46] on note que les plus courantes sont les méthodes graphiques de Casagrande, Butterfield, Becker, Strain Energy-Log Stress, Sellfors et Pacheco Silva, en Russie, la méthode de Casagrande est principalement utilisée.

Il convient de noter que si, pour déterminer YSR ( ou ROC) une valeur suffit p str ou p" , 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/minute et maximale p str / mhache résistance structurelle (Fig. 1a). Ici, il est possible d'utiliser des points d'arrêt tangents aux sections de début et de fin, ou d'utiliser les méthodes de Casagrande, Sellfors et Pacheco Silva. Comme lignes directrices dans l'étude des paramètres de compression, il est également recommandé de déterminer les indicateurs des propriétés physiques du sol correspondant à la résistance structurelle minimale et maximale: tout d'abord, les coefficients de porosité et d'humidité.

Dans ce travail, l'indicateur p stra été obtenu selon la méthode standard définie dans GOST 12248 au 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 a été déterminée par la section initiale de la courbe de compression eje = F(lg σ" ), où eje - coefficient de porosité sous charge je. Le point de cassure franche de la courbe après la section droite initiale correspond à la résistance structurale à la compression du sol. Le traitement graphique des résultats a également été réalisé selon les méthodes classiques de Casagrande et Becker. . Les résultats de la détermination des indicateurs selon GOST 12248 et les méthodes de 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 d'une tangente au début du graphique (Fig. 1m).

Selon les données du laboratoire, les valeurs changent p str de 0 à 188 kPa pour les limons, pour les argiles jusqu'à 170, pour les limons sableux jusqu'à 177. Les valeurs maximales sont notées, bien sûr, dans des échantillons prélevés à de grandes profondeurs. Une dépendance de l'évolution de l'indicateur avec la profondeur a également été révélée. heure = 0,79):

p str = 19,6 + 0,62· h.

Analyse de variabilité ODER(Fig. 2) ont 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 interne ( ROC ≤1 ). Sur la rive gauche du fleuve Ob dans des intervalles de 150 à 250 m, des sols semi-rocheux et rocheux solidement cimentés avec de la sidérite, de la goethite, de la chlorite, de la leptochlorite et du ciment, ainsi que des sols dispersés avec une résistance structurale élevée de plus de 0,3 MPa, sous-jacents et interstratifiés par moins l'effet de la cimentation sur la résistance structurelle des sols, ce qui est confirmé par la systématisation de matériaux réels similaires dans l'ouvrage. La présence de sols plus durables a provoqué une large dispersion des valeurs dans cet intervalle, de sorte que leurs indicateurs n'ont pas été inclus dans le graphique de dépendance ODER de la profondeur, ce qui n'est pas typique de toute la région. Pour la partie supérieure de la section, il convient de noter que la dispersion des valeurs d'indice est beaucoup plus large - jusqu'à très compactée (Fig. 2), car les sols de la zone d'aération se trouvent souvent dans un semi-solide et à l'état solide triphasé, et avec une augmentation de leur teneur en humidité ( r\u003d -0,47), pleine capacité d'humidité ( r= -0,43) et degré de saturation en eau ( r= -0,32) la résistance structurelle diminue. Il y a aussi, noté ci-dessus, l'option de passage à la consolidation par fluage (et pas seulement dans la partie supérieure de la section). Ici, il convient de noter que les sols à résistance structurale sont très divers : certains peuvent être dans un état diphasique insaturé, d'autres peuvent avoir un coefficient de sensibilité aux contraintes mécaniques très élevé et une tendance au fluage, d'autres ont une cohésion importante due à la ciment, les quatrièmes sont tout simplement assez solides. , des sols argileux entièrement saturés d'eau se trouvant à faible profondeur.

Les résultats des études 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 varie sur une très large plage au-dessus de la zone d'aération, il doit donc être déterminée sur chaque chantier avant les essais pour déterminer les propriétés physiques et mécaniques du sol. L'analyse des données obtenues a montré que les changements dans l'indicateur ROCà une profondeur inférieure à 20-30 mètres sont moins importantes, les sols sont normalement compactés, mais leur résistance structurelle doit également être prise en compte lors de la détermination des caractéristiques mécaniques des sols. Il est recommandé d'utiliser les résultats de la recherche dans les essais de compression et de cisaillement, ainsi que pour déterminer l'état perturbé d'échantillons à structure naturelle.

Réviseurs :

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

Popov V.K., docteur en géologie et mathématiques, professeur du département d'hydrogéologie, de géologie de l'ingénieur et d'hydrogéoécologie de l'Institut des ressources naturelles de l'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'action d'une pression même faible. Ce phénomène est généralement caractéristique des sols très faibles.

Dans la plupart des cas, les sols naturels sont compactés par la pression des couches sus-jacentes. À la suite du compactage, les particules de sol se sont rapprochées et des liaisons colloïdales eau se sont formées entre elles. Dans le processus d'existence à long terme des sols dans certaines conditions, des liaisons de cristallisation fragiles pourraient en outre y apparaître. Au total, ces liaisons donnent au sol une certaine force, qui s'appelle résistance structurelle sol p str.

A 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 de déterminer la valeur exacte de la résistance structurelle, car une violation 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 aux points individuels les plus sollicités de la particule contact même à basse pression. Lorsque la pression augmente, la destruction aux points de contact augmente rapidement et le processus passe au stade de compactage du sol dans tout le volume de l'échantillon (Fig. 3.4.a.).