Małgorzata JASTRZĘBSKA BADANIA ZACHOWANIA SIĘ GRUNTÓW SPOISTYCH PODDANYCH OBCIĄŻENIOM CYKLICZNYM W ZAKRESIE MAŁYCH ODKSZTAŁCEŃ

Transkrypt

1 Małgorzata JASTRZĘBSKA BADANIA ZACHOWANIA SIĘ GRUNTÓW SPOISTYCH PODDANYCH OBCIĄŻENIOM CYKLICZNYM W ZAKRESIE MAŁYCH ODKSZTAŁCEŃ WYDAWNICTWO POLITECHNIKI ŚLĄSKIEJ GLIWICE 21

2 Żadna liczba eksperymentów nie może dowieść, że mam rację: jeden eksperyment może pokazać, że jej nie mam Albert Einstein

3 SPIS TREŚCI OZNACZENIA (po polsku)... 9 OZNACZENIA (po angielsku) WPROWADZENIE Przedmiot rozważań Cel naukowy pracy Układ pracy ZJAWISKA W ZAKRESIE MAŁYCH ODKSZTAŁCEŃ AKTUALNY STAN WIEDZY Koncepcja dynamicznych i statycznych modułów ścinania i odkształcenia objętościowego w świetle współczesnych badań Zmienność modułów ścinania i odkształcenia objętościowego w zakresie małych odkształceń Zmiany charakteru zjawisk mechanicznych w zakresie małych odkształceń ZACHOWANIE SIĘ GRUNTÓW SPOISTYCH POD OBCIĄŻENIAMI CYKLICZNYMI OBECNY STAN BADAŃ Ogólna charakterystyka procesów cyklicznych Rozwój badań gruntów spoistych obciążonych cyklicznie Wpływ prekonsolidacji na zachowanie się gruntów spoistych Wpływ amplitudy dewiatora naprężenia na zachowanie się gruntu spoistego Wpływ szybkości obciążania i częstotliwości na zachowanie się gruntu spoistego Typowe przypadki obciążeń cyklicznych APARATURA I PROCEDURY BADAWCZE Uwagi wstępne Zmodyfikowana komora aparatu trójosiowego System lokalnego pomiaru odkształceń Automatyczna rejestracja danych Stanowisko badawcze w Katedrze Geotechniki Politechniki Śląskiej BADANY MATERIAŁ Uwagi wstępne Przerobiona struktura gruntu Jednorodność struktury Identyfikacja materiału PRZYGOTOWANIE PRÓBEK DO BADAŃ TRÓJOSIOWYCH... 87

4 6 Spis treści 6.1. Wpływ wybranych czynników na wiarygodność otrzymywanych wyników Przygotowanie i wstępna konsolidacja pasty Nasycanie próbek Uwagi wstępne Znaczenie pełnego nasycenia gruntu przy wyznaczaniu parametrów mechanicznych Metoda ciśnienia wyrównawczego Procedura nasycania próbek uwagi ogólne Nasycanie próbek tok postępowania Konsolidacja właściwa BADANIA WŁASNE Uwagi wstępne Program badań Charakterystyka odpowiedzi na obciążenia cykliczne w zbadanych przypadkach Stała amplituda Wybrane złożone procesy Wpływ parametrów procesu cyklicznego na zależność G s (ε 1 lub q) Uwagi wstępne Stała amplituda Wpływ wielkości amplitudy na moduł ścinania G s Wpływ początkowego poziomu odprężenia na moduł ścinania G s Wpływ współczynnika prekonsolidacji OCR na moduł ścinania G s Wpływ efektywnego naprężenia bocznego σ 3 na moduł ścinania G s Wpływ prędkości odkształcenia na moduł ścinania G s Wpływ liczby cykli na moduł ścinania G s Wskaźnik liniowości L dla rozkładu sztywności Zmienna amplituda Wpływ wielkości amplitudy, początkowego poziomu naprężenia oraz układu i liczby cykli na moduł ścinania G s Wpływ współczynnika prekonsolidacji OCR na moduł ścinania G s Wskaźnik liniowości L dla rozkładu sztywności WNIOSKI KOŃCOWE I PODSUMOWANIE ROZPRAWY WYNIKI BADAŃ ZAŁĄCZNIK Z.1 Identyfikacja materiału ZAŁĄCZNIK Z.2 Wyniki badań trójosiowych BIBLIOGRAFIA STRESZCZENIE (po polsku) STRESZCZENIE (po angielsku)

5 CONTENTS SYMBOLS (in polish)... 9 SYMBOLS (in english) INTRODUCTION Subject of considerations Scientific objective of the thesis Layout of the thesis PHENOMENA IN THE RANGE OF SMALL DEFORMATIONS CURRENT STATE OF KNOWLEDGE The concept of dynamic and static shear and bulk moduli in the light of contemporary research Shear and bulk moduli variation within small deformations Changes in mechanical phenomena nature within small deformations COHESIVE SOILS BEHAVIOUR UNDER CYCLIC LOADS CURRENT STATE OF RESEARCH General description of cyclic processes Development of research on cyclically loaded cohesive soils Overconsolidation influence on cohesive soils behaviour Deviator stress amplitude influence on cohesive soil behaviour Loading rate and frequency influence on cohesive soil behaviour Typical cases of cyclic loads RESEARCH EQUIPMENTS AND PROCEDURES Preliminary comments Modified cell of triaxial compression apparatus System of local strain measurement Automated data recording Test bed in the Chair of Geotechnics of the Silesian University of Technology MATERIAL TESTED Preliminary comments Remolded soil structure Structure homogeneity Material s identification SPECIMENS PREPARATION FOR TRIAXIAL COMPRESSION... 87

6 8 Contents 6.1. Influence of selected factors on reliability of results obtained Paste preparation and initial consolidation Specimens saturation Preliminary comments Importance of full soil saturation for determination of mechanical parameters Back pressure method Specimens saturation procedure general comments Specimens saturation course of proceeding Proper consolidation OWN RESEARCH Preliminary comments Programme of the study Description of response to cyclic loads in cases examined Constant amplitude Selected complex processes Cyclic process parameters influence on G s (ε 1 lub q) relationship Preliminary comments Constant amplitude Amplitude size influence on shear modulus G s Initial unloading level influence on shear modulus G s Overconsolidation ratio OCR influence on shear modulus G s Effective lateral pressure σ 3 influence on shear modulus G s Deformation rate influence on shear modulus G s Cycles number influence on shear modulus G s Linearity index L for stiffness distribution Variable amplitude Amplitude size, initial stress level and cycles arrangement and number influence on shear modulus G s Overconsolidation ratio OCR influence on shear modulus G s Linearity index L for stiffness distribution FINAL CONCLUSIONS AND THESIS SUMMARY TEST RESULTS ANNEX Z.1 Identification of the material ANNEX Z.2 Results of triaxial tests BIBLIOGRAPHY ABSTRACT (in polish) ABSTRACT (in english)

7 OZNACZENIA Litery łacińskie A - amplituda (amplituda dewiatora naprężenia), kpa A, B - parametry w równaniu Skemptona A P - powierzchnia przekroju próbki, mm 2 A t - powierzchnia przekroju tłoczyska, mm 2 c, c' - całkowita i efektywna spójność gruntu, kpa C c d e E f i - wskaźnik ściśliwości - średnica próbki, mm - wskaźnik porowatości - moduł odkształcenia sprężystego (Younga), MPa - frakcja iłowa,% f p - frakcja piaskowa, % f π - frakcja pyłowa, % G - moduł odkształcenia postaciowego (Kirchhoffa, ścinania), MPa G (G max ) - początkowy (maksymalny) moduł ścinania, MPa G max N G s, G sec G sn G t, G tan h h int, h ext I L - maksymalny moduł odkształcenia postaciowego (ścinania) w cyklu N, MPa - sieczny moduł odkształcenia postaciowego (ścinania), MPa - sieczny moduł odkształcenia postaciowego (ścinania) w cyklu N, MPa - styczny moduł odkształcenia postaciowego (ścinania), MPa - wysokość próbki, mm - zmiana wysokości próbki wg pomiarów wewnętrznych lub zewnętrznych, mm - stopień plastyczności I p - wskaźnik plastyczności, % K - moduł odkształcenia objętościowego, MPa K K (K max ) K S, K sec - współczynnik parcia bocznego w stanie spoczynku - początkowy (maksymalny) moduł odkształcenia objętościowego, MPa - sieczny moduł odkształcenia objętościowego, MPa

8 1 Oznaczenia K t, K tan - styczny moduł odkształcenia objętościowego, MPa L - wskaźnik liniowości L RC, L TXint - wskaźnik liniowości uzyskany odpowiednio z badań w kolumnie rezonansowej i w aparacie trójosiowym z pomiarów wewnętrznych M - masa własna tłoczyska wraz z kopułką, kg N, n - liczba cykli P - siła działająca na tłoczysko, kn p, p' - średnie naprężenie całkowite i efektywne, kpa p' - początkowe średnie naprężenie efektywne, kpa p a p c p c p r q q pocz - ciśnienie atmosferyczne, kpa - średnie naprężenie prekonsolidacji, kpa - początkowe naprężenie prekonsolidacji, kpa - naprężenie odniesienia, kpa - intensywność naprężenia (dewiator naprężenia), kpa - początkowy dewiator naprężenia, kpa r, R - promień próbki, mm r int, r ext - zmiana promienia próbki wg pomiarów wewnętrznych lub zewnętrznych, mm s - osiadanie podłoża, mm S, n, C - parametry sztywności zależne od wskaźnika plastyczności S r - stopień wilgotności, %, - u - ciśnienie wody w porach, kpa u m u - nadwyżka ciśnienia wody w porach gruntu, kpa - przyrost ciśnienia wody w porach gruntu, kpa v3, v4, v6,v8 - prędkość przykładania obciążenia w badaniach trójosiowych, mm/h v s - prędkość fali poprzecznej, m/s

9 11 Litery greckie ε 1, ε a - odkształcenie osiowe, %, - ε 1,int, ε 1,ext - odkształcenie osiowe wg pomiarów wewnętrznych lub zewnętrznych, %, - ε 1,odpr - odkształcenie osiowe początkujące działanie obciążenia cyklicznego, %, - ε 3, ε r - odkształcenie radialne (promieniowe), %, - ε p - odkształcenie plastyczne, %, - ε s - odkształcenie postaciowe, %, - ε v - odkształcenie objętościowe, %, - φ, φ' - całkowity i efektywny kąt tarcia wewnętrznego gruntu φ' cs - efektywny kąt tarcia wewnętrznego gruntu w warunkach stanu krytycznego γ - ciężar objętościowy gruntu, kn/m 3 γ - odkształcenie postaciowe, %, - γ c - amplituda cykliczna odkształcenia postaciowego, %, - γ cn - amplituda cyklicznego odkształcenia postaciowego w cyklu N, %, - γ tl - sprężysty próg cyklicznego odkształcenia postaciowego, %, - γ tv - objętościowy próg cyklicznego odkształcenia postaciowego, %, - λ - współczynnik tłumienia ν - współczynnik Poissona ρ - gęstość gruntu, t/m 3 σ - naprężenie całkowite, kpa σ - naprężenie efektywne, kpa σ 1 σ' 1 σ 3 - maksymalne naprężenie główne (naprężenie osiowe) w komorze aparatu trójosiowego, kpa - efektywne naprężenie osiowe, kpa - minimalne naprężenie główne (ciśnienie wody w komorze aparatu trójosiowego), kpa

10 12 Oznaczenia σ' 3 σ c τ τ c τ cn - efektywne naprężenie boczne, kpa - naprężenie całkowite w komorze aparatu trójosiowego, kpa - naprężenie styczne, kpa - amplituda cyklicznego naprężenia stycznego, kpa - amplituda cyklicznego naprężenia stycznego w cyklu N, kpa Oznaczenia angielskie BS CIU CSL CSR NC OC OCR RC TC - powierzchnia ograniczająca - badanie z konsolidacją izotropową i ścinanie bez odpływu - linia stanu krytycznego - współczynnik naprężenia cyklicznego - grunt normalnie skonsolidowany - grunt prekonsolidowany - współczynnik prekonsolidacji - kolumna rezonansowa - trójosiowe ściskanie W kilku przypadkach występuje podwójne oznaczenie symboli. Wynika to z faktu powszechnego stosowania tych oznaczeń w bibliografii.

11 SYMBOLS Latin letters A - amplitude (deviator stress amplitude), kpa A, B - Skempton equation parameters A p - specimen cross-section area, mm 2 A t - piston rod cross-section area, mm 2 c, c' - total and effective cohesion of the soil, kpa C c d e E - compressibility index - specimen diameter, mm - void ratio - Young's modulus of elasticity, MPa f i - clay fraction, % f p - sand fraction, % f π - silt fraction, % G - shear modulus (Kirchhoff's modulus), MPa G (G max ) - initial (maximum) shear modulus, MPa G max N G s, G sec G sn G t, G tan h h int, h ext I L - maximum shear modulus in cycle N, MPa - secant shear modulus, MPa - secant shear modulus in cycle N, MPa - tangent shear modulus, MPa - hight of the specimen, mm - specimen height variation acc. to internal or external measurements, mm - liquidity index I p - plasticity index, % K - bulk modulus, MPa K K (K max ) K S, K sec - coefficient of earth pressure at rest - initial (maximum) bulk modulus, MPa - secant bulk modulus, MPa

12 14 Symbols K t, K tan - tangent bulk modulus, MPa L - linearity index L RC, L TXint - linearity index obtained from tests in a resonant column and in a triaxial compression apparatus from internal measurements, respectively M - piston rod weight with dome, kg N, n - number of cycles P - force acting on the piston rod, kn p, p' - total and effective mean stress, kpa p' - initial effective mean stress, kpa p a p c p c p r q q pocz - atmospheric pressure, kpa - average overconsolidation stress, kpa - initial preconsolidation stress, kpa - reference stress, kpa - stress intensity (deviator stress), kpa - initial deviator stress, kpa r, R - specimen radius, mm r int, r ext - specimen radius variation acc. to internal or external measurements, mm s - settlement of the subsoil, mm S, n, C - stiffness parameters depending on the plasticity index S r - moisture content, %, - u - pore water pressure, kpa u m u - excess pore water pressure, kpa - excess pore water pressure, kpa v3, v4, v6,v8 - loading rate in triaxial tests, mm/h

13 15 Greek letters ε 1, ε a - axial strain, %, - ε 1,int, ε 1,ext - axial strain from internal or external measurements, %, - ε 1,odpr - axial strain initiating the cyclic load operation, %, - ε 3, ε r - radial strain, %, - ε p - plastic strain, %, - ε s - shear strain, %, - ε v - volumetric strain, %, - φ, φ' - the total and effective angle of internal friction φ' cs - effective angle of internal friction of the soil in critical state conditions γ - unit weight, kn/m 3 γ - shear strain, %, - γ c - cyclic shear strain amplitude, %, - γ cn - cyclic shear strain amplitude in cycle N, %, - γ tl - elastic cyclic threshold shear strain, %, - γ tv - volumetric cyclic threshold shear strain, %, - λ - damping ratio ν - Poisson's ratio ρ - soil density, t/m 3 σ - total stress, kpa σ - effective stress, kpa σ 1 σ' 1 σ 3 σ' 3 σ c τ - maximum principal stress (axial stress) in the triaxial compression apparatus cell, kpa - effective axial stress, kpa - minimum principal stress (water pressure in triaxial compression apparatus cell) kpa - effective lateral stress, kpa - total stress in triaxial cell, kpa - shear stress, kpa

14 16 Symbols τ c τ cn - cyclic shear stress amplitude, kpa - cyclic shear stress amplitude in cycle N, kpa English denotations BS CIU CSL CSR NC OC OCR RC TC - bounding surface - testing with isotropic consolidation and shear without drainage - critical state line - cyclic stress ratio - normally consolidated soil - overconsolidated soil - overconsolidation ratio - resonant kolumn - triaxial compression Whilst every effort has been made throughout the book to avoid duplication in the use of symbols, this has not always been possible when the same symbol is used to mean different things in common usage.

15 1. WPROWADZENIE 1.1. PRZEDMIOT ROZWAŻAŃ Grunty odznaczają się nie tylko złożoną budową strukturalną, ale i również olbrzymią niejednorodnością (Scott, [122]). Stanowią ośrodek rozdrobniony, w ogólności trójskładnikowy, będący zbiorowiskiem drobnych okruchów skalnych niezwiązanych ze sobą oraz jeszcze drobniejszych, słabo spojonych cząstek wtórnych minerałów iłowych. Wolne przestrzenie między nimi wypełnione są częściowo lub całkowicie wodą. Tak charakterystyczna budowa gruntu powoduje, że o jego właściwościach nie można powiedzieć, że są właściwościami stałymi. Wręcz przeciwnie, łatwo ulegają one znacznym zmianom, np. na skutek zmian wilgotności czy też porowatości. Gdy uzmysłowimy sobie również fakt, że grunty, tj. materiały stanowiące podłoże budowlane, w przeciwieństwie do innych materiałów inżynierskich, już istnieją, a nie dopiero powstają - w sposób zaprogramowany w konkretnym procesie technologicznym, oczywista wydaje się konieczność przeprowadzania stosownych badań w laboratorium lub bezpośrednio w terenie, by można było określić ich właściwości, a w dalszym etapie opierając się na uzyskanych wynikach przeprowadzić obliczenia projektowe bądź tylko przybliżone prognozy ich zachowania się w zmienionych warunkach obciążenia. Niestety ogromna niejednorodność i nieprzewidywalność zachowań gruntu sprawia, że mimo wielu lat badań nie zostały jeszcze dostatecznie szczegółowo rozpoznane jego właściwości. Oczywiście, ogólny wzrost poziomu technicznego, w tym komputerowych metod obliczeniowych, umożliwił stosowanie w badaniach gruntów coraz precyzyjniejszej aparatury pomiarowej i odwzorowanie wyników coraz bardziej wyrafinowanymi modelami konstytutywnymi materiału (Suchnicka, [128]).

16 18 Rozdział 1 O rozwoju metod badawczych (np. Świdziński, [13]) i numerycznych zdecydowały przede wszystkim potrzeby współczesnej praktyki geotechnicznej oraz wzrost możliwości realizacyjnych. Potrzeby te związane są z nowymi, coraz większymi i trudniejszymi inwestycjami takimi, jak wysokie zapory ziemne i betonowe, kopalnie odkrywkowe, wysokie zbiorniki i składowiska, ciężkie budynki przemysłowe, pełnomorskie platformy wiertnicze, autostrady czy duże mosty. Dochodzi do tego również urbanizacja terenów czynnych sejsmicznie, czy też górniczych, bądź budownictwo na podłożach silnie i nierównomiernie odkształcalnych. Można powiedzieć, że przewidywania rzeczywistej odpowiedzi ośrodka gruntowego poszły dwukierunkowo. Jedna ze ścieżek wytycza kierunek badań eksperymentalnych, druga zmierza ku modelowaniu. Oczywiste jest, że obydwa te trendy wzajemnie się przeplatają i uzupełniają. W kolejnych etapach rozwoju mechaniki gruntów pojawiają się tematy szczególnie absorbujące uwagę badaczy. Współcześnie, do priorytetów takich zaliczyć należy z jednej strony zjawiska typowe dla stanów pokrytycznych (lokalizację deformacji, bifurkację, upłynnienie), a z drugiej strony złożone i osobliwe zachowanie się gruntów w przedziałach bardzo małych i małych odkształceń. Innym priorytetem jest poznanie i opis odpowiedzi ośrodka na obciążenia cykliczne na różnych poziomach naprężenia. We wszystkich przypadkach chodzi zarówno o eksplorację obszarów mało poznanych ze względu na złożoność, jak i o wdrażanie koniecznego postępu do projektowania geotechnicznego. Problematyka związana z bardzo małymi i małymi odkształceniami (rzędu 1-3 i mniej) sięga początku lat siedemdziesiątych. Wtedy to podjęto szerokie badania właściwości odpowiedzi gruntu na obciążenia dynamiczne. Kluczową rolę odegrało w tych badaniach pojawienie się kolumn rezonansowych jako szczególnego wariantu konwencjonalnego aparatu trójosiowego. Jego konstrukcja, szczegółowo przedstawiona w książce Richarta i in. [112] umożliwiała poddawanie próbki, przy określonym ciśnieniu komorowym, drganiom skrętnym o zmiennej częstotliwości, aż do osiągnięcia rezonansu (Hardin i Drnevich, [41]). Częstotliwość rezonansowa stanowiła podstawę określenia prędkości fali poprzecznej, a następnie tzw.

17 Wprowadzenie 19 dynamicznego modułu ścinania G = ρv 2 s (ρ - gęstość ośrodka, v s prędkość fali poprzecznej) oraz współczynnika tłumienia λ. Uzyskiwane wartości dynamicznego modułu ścinania okazywały się o ponad rząd wielkości wyższe, niż wartości powszechnie znanego modułu Kirchhoffa dla tego samego gruntu, otrzymywane w konwencjonalnych badaniach statycznego trójosiowego ściskania lub skrętnego ścinania. Początkowo tak wielką różnicę w uzyskiwanych wartościach tłumaczono odmienną odpowiedzią materiału na monotoniczne obciążenia statyczne i cykliczne obciążenia dynamiczne. Jednakże wyniki późniejszych badań wykazały, że dynamiczny moduł ścinania okazuje się być stały tylko w wąskim przedziale bardzo małych odkształceń, szacowanych na 1-5. Według Hardina i Drnevicha [41] zakres tego przedziału mieści się powyżej granicy dokładności pomiarowej modułu w kolumnie rezonansowej. Rezultaty badań przeprowadzonych zarówno przez Hardina i Drnevicha, jak i Iwasakiego i in. [59] wykazały spadek wartości modułu od odkształcenia rzędu 1-5, początkowo łagodny, a następnie gwałtowny. Potwierdzenie tego spostrzeżenia przedstawiono na rysunku 1.1 na przykładzie wyników doświadczeń przeprowadzonych przez Georgiannou i in. [32]. Okazało się, że wpływ rodzaju obciążenia na moduł ścinania, nieistotny w zakresie odkształceń , może być również pominięty dla bardzo małych odkształceń, tzn. mniejszych od 1-5 (Burghignoli i in., [13]; Jardine, [65]). Głównym powodem różnicy pomiędzy modułem dynamicznym i Kirchhoffa jest całkowicie odmienny zakres deformacji mierzonych w dynamicznych i statycznych badaniach sztywnościowych (odpowiednio 1-5 dla dynamicznych oraz dla statycznych). W obliczu spadku wartości modułu ścinania przy wzroście deformacji powyżej 1-5, przedstawione wcześniej fakty pozwalają przypuszczać, że moduły dynamiczny i statyczny są jednym i tym samym zmiennym modułem ścinania, siecznym lub stycznym (rysunek 2.1; Smith i in., [127]), zależnym od odkształcenia postaciowego, a nie dwiema różnymi stałymi sprężystymi.

18 2 Rozdział 1 2 RC - kolumna rezonansowa 16 G [MPa] 12 8 grunt naturalny 4 grunt odprężony p' = 2 kpa ε s [-] Rys Zmienność modułu ścinania z odkształceniem w badaniach iłu Todi w kolumnie rezonansowej według Georgiannou i in. [32] Fig Shear modulus variation vs. strain in Todi clay investigations in a resonance column (after Georgiannou et al. [32]) Widoczna na rysunku 1.1 silna nieliniowość związków naprężenie odkształcenie została ostatecznie dostrzeżona i potwierdzona doświadczeniami w dwóch ostatnich dekadach (Atkinson i Sallfors, [8]; Burland i Georgiannou, [16]; Burland, [14]; Clayton i Khatrush [18]; Dyvik i Madshus, [26]; Georgiannou, [31]; Georgiannou i in., [32]; Goto i in., [33]; Hight i Jardin, [5]; Jamiolkowski i in., [63]; Jardine, [65]; Jardine i in., [68 71]; Jastrzębska, [72]; Lipiński i in., [94], [96]; Lipiński i Wolski, [95]; Smith i in., [127]). W sposób jednoznaczny wskazują one na to, że eksperymentalne określenie zależności G=G(p, ε S ) w pełnym zakresie odkształcenia jest możliwe jedynie na podstawie kombinowanej bazy danych doświadczalnych pochodzących z badań dynamicznych (elementy bender i kolumny rezonansowe) i precyzyjnych badań trójosiowych z lokalnym pomiarem odkształceń oraz konwencjonalnych badań trójosiowych z zewnętrznym pomiarem deformacji (rysunek 1.2). Dodatkowe informacje na ten temat odnaleźć można w wielu pracach (Atkinson i in., [6], [7];

19 Wprowadzenie 21 Baldi i in., [1]; Burghignoli i in., [13]; Hight i Higgins, [48]; Iwasaki i in., [59]; Jardine, [64], [66]; Lipiński, [93]; Lo Presti i in., [97], [98]; Porovic i Jardine, [15]; Powell i Butcher, [16]; Tatsuoka i Shibuya, [137]). Ostatnia z wymienionych technik nie wchodzi w grę, gdy program badań ograniczony jest do małych odkształceń. Naturalne staje się natomiast w tym przypadku rozróżnienie odkształceń bardzo małych i odkształceń małych. Podział uwarunkowany jest zasadniczą różnicą w mechanicznym zachowaniu się ośrodka. W zakresie bardzo małych odkształceń ε s < 1-5 grunt podlega wyłącznie odkształceniom odwracalnym i liniowo zależnym od naprężeń. Wiarygodne oszacowanie stałych w tym zakresie modułów ścinania G i odkształcenia objętościowego K, jest generalnie poza zasięgiem technicznych możliwości aparatów trójosiowych z lokalnym pomiarem odkształceń. Za konieczne uważa się, z reguły, zastosowanie metod dynamicznych, z wyraźnym wskazaniem na pomiar przy użyciu elementów bender. Rys Zmienność znormalizowanego siecznego modułu ścinania z odkształceniem postaciowym dla iłu Todi (według Georgiannou i in., [32]) Fig Variation of normalised secant shear modulus vs. shear strain for Todi clay (after Georgiannou et al., [32]) Ciekawym spostrzeżeniem zakończyły się badania zespołu pod kierunkiem Jamiołkowskiego (Bellotti i in., [11]), które pokazały, że w przedziale bardzo małych odkształceń liniowo sprężysta odpowiedź gruntu na obciążenia odznacza się transwersalną anizotropią.

20 22 Rozdział 1 Do podobnej konkluzji prowadziły badania Sawickiego i Świdzińskiego (Sawicki i Świdziński, [12]; Świdziński, [129], [131]). Mimo anizotropii zachowanie się gruntów w zakresie bardzo małych odkształceń jest relatywnie proste. Znaczenie badań w tym obszarze wiąże się z identyfikacją początkowych charakterystyk moduł sprężystości gruntu - odkształcenie. Daleko bardziej złożona okazuje się odpowiedź ośrodka na obciążenie w przedziale małych odkształceń (od około 1-5 do około 1-3 ). Pod względem ilościowym znamionuje ją gwałtowny spadek sztywności izotropowej i dewiatorowej. W świetle fundamentalnych dociekań teoretycznych i badań doświadczalnych Jardine a [65] przyczyny tego zjawiska należy upatrywać w jakościowych zmianach następujących w przedziale małych odkształceń. Liniowa sprężystość przechodzi wpierw w histerezę sprężystą. Charakterystyki naprężenie odkształcenie w cyklu obciążenie odciążenie mają postać zamkniętych pętli. Grunt wykazuje przy tym silną wrażliwość na przebieg ścieżki obciążenia, poprzedzający stan aktualny (Atkinson i in., [7]). Zwiększaniu odkształcenia towarzyszy zanik tej wrażliwości oraz coraz szersze otwieranie się pętli histerezy i przechodzenie w plastyczność. W świetle ostatnich rozważań zasadność kwalifikacji badań gruntu w zakresie małych odkształceń ( ) do priorytetowych zadań współczesnej mechaniki gruntów nie podlega dyskusji. Istotny jest zapewne aspekt poznawczy, dotyczący natury zjawisk. Przejście od liniowej sprężystości do plastyczności zawiera skomplikowane stadium pośrednie, które wypada właśnie w przedziale małych odkształceń (w strefie II i na początku III). Znamionują je, jak wyżej wspomniano, zamknięte pętle histerezy sprężystej i duża wrażliwość na najnowszą historię. Stadium kończy się narastającym otwieraniem się cykli i spadkiem wspomnianej wrażliwości. Wciąż wymaga wyjaśnienia istota powiązania obu wymienionych trendów. O kluczowym znaczeniu problematyki małych odkształceń we współczesnej geotechnice decyduje jednak aspekt aplikacyjny, związany z gwałtownym spadkiem sztywności przy wzroście odkształcenia w wąskim przedziale od 1-5 do 1-3, o czym też już była mowa. Zważywszy, że współczesne badania laboratoryjne i polowe, prowadzone pod kątem oceny bezpieczeństwa użytkowania, wykonuje się przy umiarkowanych odkształceniach ( ), podczas gdy odkształcenia podłoża

21 Wprowadzenie 23 rzeczywistych obiektów wywołane obciążeniami eksploatacyjnymi, są w konsekwencji dużych sztywności w zakresie małych odkształceń, kilkakrotnie mniejsze (Kriegel i Weisner, [8]; Burland, [14]). Osiadania przewidywane bez uwzględnienia powyższego zjawiska bywają zatem drastycznie przeszacowane. W rzeczywistości szybsze okazuje się natomiast zanikanie odkształceń na głębokości, zwłaszcza gdy nacisk z fundamentu na grunt jest relatywnie mały, co ma zwykle miejsce w przypadku budowli rozległych w rzucie. Poznawcza i praktyczna waga powyższych faktów zadecydowała o dużym postępie badań nad zachowaniem się gruntów w zakresie małych odkształceń w ostatnich dwóch dekadach. Objął on także modelowanie konstytutywne z uwzględnieniem wyników powyższych eksperymentów (np. Gryczmański, [35], [36]; Gryczmański i Uliniarz, [38]; Uliniarz, [142]; Cudny, [22]). Jest rzeczą znamienną i zaskakującą zarazem, że ogólne zaawansowanie prac dotyczących problematyki małych odkształceń nie przekłada się na przypadek obciążeń cyklicznych. Na dobrą sprawę, poznanie i opis zjawisk w przedziale małych deformacji nie wyszły dotąd poza jeden cykl obciążenie odciążenie nawet w tak reprezentatywnej i awangardowej publikacji, jak praca Jardine a [65]. W mniemaniu autorki brak ten pozbawia opis zachowania się gruntów w przedziale małych odkształceń kompletności i pożądanej ogólności. Za słusznością powyższej tezy przemawiają następujące argumenty: 1) zachowanie się gruntu pod obciążeniem monotonicznym można traktować jako prosty przypadek szczególny jego odpowiedzi na obciążenie cykliczne, 2) nie ma prostego uogólnienia wyników i wniosków z badań jednej pętli na ciąg obciążeń powtarzalnych, ze względu na możliwe różnice między cyklami, 3) procesy cykliczne w gruntach mają swoją specyfikę obejmującą zmienne stanu, parametry i właściwości, a także procedury badawcze (rozdz. 3); nie ma żadnych przesłanek dla twierdzenia, że nie istnieje analogiczna specyfika zagadnień cyklicznych w obszarze małych odkształceń,

22 24 Rozdział 1 4) zarówno zjawiska w zakresie małych odkształceń, jak i procesy reakcji gruntów na obciążenia cykliczne odgrywają pierwszorzędną rolę w projektowaniu i wykonawstwie geotechnicznym; można więc oczekiwać że skutek ich łącznego występowania będzie jeszcze bardziej znaczący. Trzeba w tym miejscu podkreślić, że obciążenia cykliczne występują powszechnie w technice i w przyrodzie. Ich źródłem są między innymi: ruch pojazdów samochodowych bądź taboru kolejowego, drgania maszyn, uderzenia wiatru, trzęsienia ziemi, falowanie powierzchniowe czy też prądy morskie. Przykłady takiego oddziaływania na budowle geotechniczne przedstawione są na rysunkach 1.3 i 1.4. Chociaż każde ze źródeł ma swoją własną charakterystykę, ich wspólnym mianownikiem są powtarzające się na przemian w czasie cykle obciążania i odciążania. Warto zaznaczyć, że pierwsze wzmianki o zniszczeniach pod wpływem obciążenia cyklicznego sięgają 1848 roku (Thimoshenko, [14]), natomiast pierwsze badania zachowania się gruntu poddanego działaniu obciążenia zmiennego pochodzą z lat sześćdziesiątych (Seed i Lee, [123]; Seed i Chan, [124]; Thiers i Seed, [139]). obciążenie cykliczne Rys Przykład obciążenia cyklicznego wywołany przejazdami pociągów (za Triantafyllidisem i in., [141]) Fig An example of cyclic load caused by moving trains (after Triantafyllidis et al., [141])

23 Wprowadzenie 25 działanie wiatru działanie fali obciążenie cykliczne Rys Przykład obciążenia cyklicznego wywołany falowaniem oraz działaniem wiatru (za Triantafyllidisem i in., [141]) Fig An example of cyclic load caused by wavy motion and wind action (after Triantafyllidis et al., [141]) 1.2. Cel naukowy pracy Przedstawiona w drugiej części rozdziału 1.1 analiza stanu badań nad mechanicznymi właściwościami gruntów w przedziale małych odkształceń kończy się konkluzją, że przytaczane w literaturze wyniki dotyczą reakcji na obciążenia monotoniczne. W najlepszym razie odnoszą się do pojedynczego cyklu obciążenie odciążenie. Otwiera to pole do oryginalnych badań, precyzując zarazem naukowy cel rozprawy. Jest nim w ogólności zbadanie właściwości odpowiedzi gruntu na obciążenia cykliczne w zakresie małych odkształceń. Ze względu na odmienność zjawisk zachodzących w tych warunkach, w gruntach niespoistych i spoistych, za sensowne uznaje się bardziej dogłębne studia zachowania się jednego rodzaju gruntu, zamiast rozproszenia wysiłku badawczego na dwa rodzaje. Skutkowałoby to wszak nadmierną czasochłonnością eksperymentów lub mniejszą wiarygodnością rezultatów i wniosków. O ostatecznym wyborze gruntu spoistego przesądza fakt, że jego zachowanie pod obciążeniem cyklicznym jest obecnie

24 26 Rozdział 1 nieporównywalnie słabiej rozpoznane i zidentyfikowane niż gruntu niespoistego, a jest przecież bardziej skomplikowane. Nieco więcej szczegółów znajdzie się w rozdziale 3. Kolejna selekcja dotyczy warunków odpływu. Badania przy uniemożliwionym odpływie wody z próbki są naturalną konsekwencją zawężenia tematyki dysertacji do gruntów spoistych. Warunki swobodnego odpływu możliwe są tylko w przypadkach szczególnie powolnych procesów cyklicznych, na przykład ostrożnego napełniania i opróżniania zbiorników i to raczej w podłożach mało lub średnio spoistych. W przygniatającej większości oddziaływań cyklicznych realne są, co najwyżej początkowe stadia konsolidacji, racjonalnie reprezentowane przez warunki bez odpływu. Warto zauważyć, że badanie przy uniemożliwionym odpływie wody trwa nieporównywalnie krócej, niż przy jej swobodnym odpływie. Dostarcza też bogatszej informacji o zachowaniu się ośrodka poddanego w przedziale małych odkształceń obciążeniu cyklicznemu. Odpowiedź gruntu zawiera się wszak w charakterystyce ścinania q-ε s i w ścieżce naprężenia efektywnego q-p. Przebieg tej ostatniej może być szczególnie interesujący i zależny od amplitudy naprężenia. Trzeba dodać, że przedmiotem badań obok przebiegów charakterystyk materiałowych gruntu spoistego, poddanego ścinaniu bez odpływu pod obciążeniem cyklicznym w zakresie małych odkształceń, będą zależności sztywności ścinania badanego gruntu od małego odkształcenia osiowego, przy różnych wartościach parametrów procesu cyklicznego (amplitudy naprężenia, początkowego odkształcenia, współczynnika prekonsolidacji i prędkości odkształcenia) Układ pracy Treść przedstawionej rozprawy podzielona została na osiem rozdziałów. Rozdział pierw szy przybliża problematykę silnej nieliniowości charakterystyk sztywnościowych gruntu w zakresie małych odkształceń oraz wpływu obciążeń cyklicznych na zachowanie się gruntów. Rozważania stanowią osnowę dla sformułowania w tym samym rozdziale naukowego celu rozprawy. W dalszej kolejności zamieszczono informacje o układzie pracy.

25 Wprowadzenie 27 Aktualny stan wiedzy w zakresie zjawisk zachodzących w strefie małych odkształceń ( ) został szczegółowo ujęty w rozdziale drugim. Zawarto tu krytyczną ocenę koncepcji dynamicznych i statycznych modułów ścinania G i odkształcenia objętościowego K. Ograniczając się w tym miejscu do modułów siecznych, wykazano, że ma się do czynienia z dwiema gładkimi charakterystykami: dewiatorową i izotropową, a nie z czterema stałymi materiałowymi. Treść uzupełniono szeroko informacjami o charakterze zmian zachodzących w zakresie małych odkształceń oraz o istocie stref różnych zachowań gruntu w przestrzeni naprężeń. Rozdział ten wraz z następnym stanowią podstawę teoretyczną całej pracy. Rozdział trzeci dotyczy w ogólności aktualnego stanu badań gruntów spoistych poddanych obciążeniom cyklicznym. Zwraca się tu uwagę na to, jakie czynniki (amplituda, częstotliwość, prędkość obciążania, współczynnik prekonsolidacji) i w jaki sposób wpływają na odpowiedź gruntu spoistego obciążonego cyklicznie. Kolejny rozdział, czw arty, przedstawia stosowaną aparaturę badawczą. Omówiono w nim modernizację stanowiska do badań trójosiowych pod kątem zapewnienia jednorodności stanów naprężenia i odkształcenia oraz wglądu w strefę małych odkształceń. Poza szczegółowym opisem budowy komory aparatu trójosiowego, zamieszczono informacje o stosowanym systemie wewnątrzkomorowego pomiaru odkształceń. Rozdział piąty poświęcony został kryteriom doboru materiału i jego identyfikacji, natomiast rozdział szósty metodom przygotowania próbek do badań, włącznie z opisem wpływu wybranych czynników na wiarygodność otrzymywanych wyników. Przeznaczono tu więcej miejsca na omówienie metodyki nasycania próbek w sposób grawitacyjny i metodą back pressure. Mając na uwadze odrębność i wiodącą rolę w niniejszej pracy procesów cyklicznych do stadium przygotowawczego zaliczono też badania konsolidacji właściwej, mimo że z równym powodzeniem można by je zakwalifikować jako realizację programowych eksperymentów Przedmiotem rozdziału siódmego są własne badania zachowania się gruntu spoistego, poddanego obciążeniu cyklicznemu w przedziale małych odkształceń.

26 28 Rozdział 1 Rozdział rozpoczyna się od ustalenia zakresu pracy. Autorka ogniskuje wysiłek badawczy na bardziej złożonym, a przy tym znacznie mniej rozpoznanym zachowaniu się gruntów spoistych. Świadomie rezygnuje też ze ścinania z odpływem na rzecz testów bez odpływu, których odpowiedź na obciążenia cykliczne w zakresie małych deformacji obejmuje ścieżkę naprężeń efektywnych i krzywą q-ε 1. Rozdział kończy studium parametryczne wpływu na charakterystykę moduł ścinania - odkształcenie osiowe różnych parametrów procesu cyklicznego (amplitudy, początkowego odkształcenia, OCR, prędkości przemieszczenia, liczby cykli). W rozdziale ósmy m zawarte są wnioski z badań, podsumowanie osiągniętego dorobku i autorska wizja dalszych poczynań. Pracę kończą dodatki w postaci raportów, dokumentujących przeprowadzone badania; bibliografia, obejmująca 155 pozycji oraz streszczenia w języ ku polskim i angielskim.

27 2. ZJAWISKA W ZAKRESIE MAŁYCH ODKSZTAŁCEŃ AKTUALNY STAN WIEDZY 2.1. KONCEPCJA DYNAMICZNYCH I STATYCZNYCH MODUŁÓW ŚCINANIA I ODKSZTAŁCENIA OBJ ĘTOŚCIOWEGO W ŚWIETLE WSPÓŁCZESNYCH BADAŃ Jak już wspomniano wcześniej, koncepcja Hardina i Drnevicha dotycząca istnienia dwóch różnych modułów, czyli dynamicznego modułu ścinania oraz powszechnie znanego modułu Kirchhoffa, nie wytrzymała próby czasu. Niezbitego dowodu, że tak właśnie jest, dostarczają wyniki kombinowanych badań dynamicznych przy użyciu kolumn rezonansowych i wspomnianych wcześniej statycznych badań trójosiowych z lokalnym pomiarem odkształceń, uzyskane np. przez Georgiannou i in., [32]. Pokazują one, że średnia charakterystyka sieczny moduł ścinania G s - odkształcenie postaciowe ε s jest praktycznie krzywą gładką w całym przedziale bardzo małych i małych deformacji, a w szczególności na granicy badań dynamicznych i statycznych trójosiowych. Charakterystyka styczny moduł ścinania G t - odkształcenie postaciowe ε s biegnie prawie równolegle poniżej. Ze wzrostem odkształcenia dystans między siecznym i stycznym modułem rośnie bardzo nieznacznie (rysunek 2.1). Jakościowo podobne, choć znacznie bardziej strome są przebiegi charakterystyk styczny (sieczny) moduł odkształcenia objętościowego K t (K s ) - odkształcenie objętościowe ε v (rysunek 2.2). Prawidłowość ta potwierdzona została wynikami licznych badań laboratoryjnych i polowych. Z aplikacyjnego punktu widzenia jeszcze donioślejszy wydaje się fakt, że w wąskim przedziale odkształcenia postaciowego między 2*1-5 a 1-3 moduł ścinania maleje o rząd wielkości, a przy zmianie objętości w podobnych granicach spadek modułu odkształcenia objętościowego jest nawet dwukrotnie większy (rysunek 2.2).

28 3 Rozdział 2 5 Moduł ścinania (znormalizowany) Gu/p' [MPa] styczny sieczny Odkształcenie osiowe ε 1 [-] Rys Porównanie znormalizowanego siecznego i stycznego modułu ścinania jako funkcji odkształceń osiowych (Smith i in., [127]) Fig Comparison of relative secant and tangent shear modulus as a function of axial strains (after Smith et al., [127]) 14 LDC 12 Styczny moduł (znormalizowany) LDC7 Moduł ścinania G tan /p' Moduł odkształcenia objętościowego K tan /p' Odkształcenie objętościowe (postaciowe) ε v (ε S ) [-] Rys Zmienność stycznego modułu ściśliwości ze wzrostem odkształceń objętościowych oraz stycznego modułu ścinania ze wzrostem odkształceń postaciowych w badaniach z odpływem (Smith i in., [127]) Fig Variation of tangent bulk modulus vs. volume strain and also of tangent shear modulus vs. shear strain in drained tests (after Smith et al., [127])

29 Zjawiska w zakresie małych odkształceń - aktualny stan wiedzy 31 Część badaczy zajęła się wyłącznie badaniami początkowych modułów sprężystości (ścinania G i odkształcenia objętościowego K ), które w zakresie bardzo małych odkształceń są nie tylko stałe, ale także największe (G max, K max ). Zaproponowano kilka wzorów empirycznych, opisujących początkowy moduł ścinania G jako zależny od średniego naprężenia efektywnego p, wskaźnika porowatości e oraz współczynnika prekonsolidacji OCR (np. Hardin i Drnevich, [41], [42]; Jamiolkowski i in., [62]; Rampello i in., [111]; Viggiani, [143]; Viggiani i Atkinson, [144]). Pierwsza z relacji zaproponowana przez Hardina i Blacka, [4], została rozwinięta przez Hardina i Drnevicha [42] i przedstawiona w następującej zależności (1.1): 2 ( 2,973 e) ( OCR) K p G G = max = 123 (1.1) 1+ e gdzie K jest parametrem materiałowym. Rampello i in. [111] uogólnili równanie (1.1) do postaci (1.2): G = S f p p a m ( e) OCR n (1.2) w którym f(e) jest funkcją szacowaną eksperymentalnie, p a jest ciśnieniem atmosferycznym, i S, m, n są parametrami materiałowymi. Ponadto zasugerowali oni alternatywne podejście nawiązujące do stanu krytycznego gruntów. Ta propozycja przyjęła zależność (1.3): G n = S p' c p' r ( 1 n) p p c n c (1.3) gdzie: p - średnie naprężenie efektywne (p = ( σ 1 + σ 2 + σ 3 )/3), p c - naprężenie prekonsolidacji, p r - naprężenie odniesienia, S, n, c - parametry sztywności zależne od wskaźnika plastyczności I p. Ostatnie z parametrów powinny być wyznaczone ze związków korelacyjnych ze wskaźnikiem plastyczności (rysunek 2.3).

30 32 Rozdział 2 (a) 3 (b) BE rec RC rec.9 2 RC nat Viggiani Weiler S / (1 ) 5 I [%] p n.6.5 I [%] p (c) c I [%] p Rys Parametry sztywności w funkcji wskaźnika plastyczności I p (według Rampello i in., [111]) Fig Stiffness parameters vs. plasticity index I p (after Rampello et al., [111]) Inne rozwiązanie zaproponowali Sawicki i Świdziński (Sawicki i Świdziński, [12]; Świdziński, [129], [131]). W porównaniu do wcześniejszych podejść zasugerowali oni alternatywne oszacowanie sprężystego modułu ścinania (lub Younga) bez korzystania z metod dynamicznych, bazujących na elementach bender i kolumnach rezonansowych. Podstawą tego założenia był fakt, że początkowy prosty odcinek gałęzi odprężenia krzywej naprężenie - odkształcenie jest na tyle długi w porównaniu do jego odpowiednika w fazie obciążenia wtórnego (rysunek 2.4), że na jego podstawie można wyznaczyć maksymalny moduł ścinania (bądź Younga) tylko na bazie statycznych badań trójosiowych z lokalnym pomiarem odkształceń. Użycie elementów bender oraz kolumn rezonansowych nie jest w takim przypadku konieczne. Założenie o sprężystym charakterze pierwszej fazy odciążenia w warunkach badań trójosiowych jest zgodne z podobnymi podejściami do interpretacji wyników testu edometrycznego oraz prostego ścinania. Ponadto, dla kolejnych cykli obciążenia i odciążenia początkowe fragmenty w postaci liniowych odcinków są do siebie równoległe. Spostrzeżenie to propagowane przez Świdzińskiego [131] ma szerokie zastosowanie w przypadku gruntów niespoistych, natomiast w odniesieniu do gruntów spoistych nie jest to już takie oczywiste, co wykazały badania wykonane przez autorkę.

31 Zjawiska w zakresie małych odkształceń - aktualny stan wiedzy 33 Rys Charakterystyka dewiator naprężenia - dewiator odkształcenia dla wielu cykli odciążenia powtórnego obciążenia jako wynik badania trójosiowego luźnego piasku Lubiatowo (Świdziński, [129], [131]) Fig Stress deviator strain deviator characteristic for many unloading reloading cycles as a result of triaxial testing of loose Lubiatowo sand (Świdziński, [129], [131]) 2.2. ZMIENNOŚĆ MODUŁÓW ŚCINANIA I ODKSZTAŁCENIA OBJĘTOŚCIOWEGO W ZAKRESIE MAŁYCH ODKSZTAŁCEŃ Wiarygodne określenie związków pomiędzy naprężeniem i odkształceniem jest podstawą bezpiecznego projektowania stanów użytkowania. Realizacja tego zadania w przypadku gruntów, na podstawie wyników badań laboratoryjnych, powinna przebiegać przy pełnej kontroli warunków brzegowych dla pól naprężenia efektywnego i odkształcenia oraz warunków odpływu wody z porów (np. Świdziński [13]). Dynamiczny rozwój, jaki dokonał się w tej dziedzinie w połowie lat osiemdziesiątych, nie tylko poprawił jakość przeprowadzanych badań, ale również przyczynił się do odkrycia bardzo silnej nieliniowości fizycznej ośrodka gruntowego w zakresie małych odkształceń. Za takie uważa się deformacje w orientacyjnych granicach Nieliniowość, o której mowa, manifestuje się kilkunastokrotnym spadkiem modułu ścinania G (rysunek 1.2) w rozważanym przedziale. Podobne zjawisko ma miejsce w odniesieniu do modułów odkształcenia objętościowego. Jak już wcześniej wspomniano w ich przypadku przebiegi charakterystyk styczny

32 34 Rozdział 2 (sieczny) moduł odkształcenia objętościowego K t (K s ) - odkształcenie objętościowe ε v (rysunek 2.2) są jakościowo podobne, choć jeszcze znacznie bardziej strome. Prawidłowość ta potwierdzona została wynikami licznych badań laboratoryjnych i polowych. Należałoby się szerzej jeszcze zastanowić nad wspomnianym w rozdziale 1.1, praktycznym wymiarem odkrycia silnej nieliniowości związków naprężenie odkształcenie w zakresie małych odkształceń. Rozważania te prowadzą do obserwacji terenowych, wśród których klasycznym przykładem jest przebieg zmienności odkształceń i osiadań gliny zwałowej pod naciskiem jednostkowym wywieranym przez wysoki budynek mieszkalny (Kriegel i Weisner, [8]). Zarówno konstrukcja jak i budowa podłoża są reprezentatywne dla wielu przykładów spotykanych w praktyce inżynierskiej, o czym świadczą najczęściej spotykane wartości nacisków jednostkowych i wielkości osiadań. Przedstawione na rysunku 2.5 wyniki pomiarów osiadań na różnych głębokościach wskazują, że typowe zakresy odkształceń podłoża są wyraźnie mniejsze niż.1. Najważniejsze badania praktycznych skutków silnej nieliniowości fizycznej gruntów w zakresie małych odkształceń przedstawione zostały w znanej publikacji Burlanda [14]. Na rysunku 2.6 przytoczono typową charakterystykę obciążenie osiadanie uzyskaną z próbnych obciążeń płytą. Widać, że w dużym przedziale obciążenia, szacowanym na około.5 nośności granicznej, osiadanie jest bardzo małe. Stanowi zaledwie około 4 6% osiadania granicznego i około 3% wartości uzyskiwanej z obliczeń w ramach liniowej sprężystości. Znacznie intensywniejsze jest też zmniejszanie się pionowego przemieszczania na głębokości. Przemieszczanie to na głębokości.6 średnicy stempla stanowi 36% osiadania, podczas gdy z obliczeń przy założeniu sprężystej półprzestrzeni wynika, że relacja ta wynosi 62%, tzn. jest o 7% większa (rysunek 2.7). Przytoczone rezultaty wskazują na niebagatelne znaczenie praktyczne nieliniowości gruntu w zakresie małych odkształceń.

33 Zjawiska w zakresie małych odkształceń - aktualny stan wiedzy 35 Nacisk jednostkowy, kpa Odkształcenie pionowe, % m m.2-9.m.2 Osiadanie, mm 1 z = 3.5m z = 1.1m z = 2.9m z = m 2 Rys Osiadanie i odkształcenia pod wysokim budynkiem mieszkalnym posadowionym na glinie zwałowej (Kriegel i Weisner, [8]) Fig Settlement and deformations under a high residential building founded on a boulder clay (Kriegel and Weisner, [8]) Rys Wpływ nieliniowości w zakresie małych odkształceń na przebieg charakterystyki obciążenie osiadanie próbnej płyty (za Burlandem [14]) Fig An example of the steep drop of stiffness resulting in the highly progressive increase in settlement (after Burland [14])

34 36 Rozdział 2 Warto w tym miejscu przytoczyć kompleksowe zestawienie przybliżonych zakresów stosowania różnych technik pomiarowych, zarówno laboratoryjnych jak i terenowych, ponadto odkształceń odpowiadających pracy poszczególnych konstrukcji (Mair, [1]) oraz poglądowego przebiegu charakterystyki sztywnościowej gruntu. Wszystkie te elementy zaprezentowano na rysunku 2.8. Rys Charakterystyki obciążenie przemieszczenie pionowe na różnych głębokościach wyniki próbnych obciążeń płytą (za Burlandem, [14]) Fig Load settlement characteristics on various depths results of trial plate loading tests (after Burland, [14]) Analizując rysunek 2.8 można by sądzić, że wachlarz możliwości sprzętowych w celu wyznaczenia przebiegu zmienności modułu ścinania G w pełnym zakresie odkształceń jest dość obszerny. Jednakże praktyka pokazuje, że w świetle dostępności, kosztów i powszechności poszczególnych aparatów (rozdział 4, Kuwano i Katagiri, [82]) nadal na czele stoi aparat trójosiowy. Tak naprawdę, to dobrze wykonane badania laboratoryjne z wykorzystaniem zaawansowanego aparatu trójosiowego wyposażonego w wewnątrzkomorowy układ czujników do pomiaru odkształceń próbki oraz zestaw przetworników piezoelektrycznych (tzw. elementy bender) do pomiaru prędkości fali poprzecznej i podłużnej przechodzącej przez próbkę, są w zupełności wystarczające i konkurencyjne w stosunku do badań terenowych (Jastrzębska, [74]; Tatsuoka i Kohata, [135]; Tatsuoka i in., [136], [138]). Porównania charakterystyk określonych z bardzo wiarygodnych, ale i też niezmiernie kosztownych badań w kolumnie rezonansowej oraz przy wykorzystaniu wewnętrznego pomiaru odkształceń w aparacie trójosiowym dają bardzo zbieżne wyniki (Jamiolkowski i in.,

35 Zjawiska w zakresie małych odkształceń - aktualny stan wiedzy 37 [63]) i stanowią podstawę do traktowania tych technik jako porównywalnych z punktu widzenia określania rozkładu sztywności. Rys Przybliżone zakresy pewnego stosowania różnych technik pomiaru charakterystyk sztywnościowych gruntu Fig Approximate ranges of reliable application of various measuring techniques for soil stiffness characteristics 2.3. ZMIANY CHARAKTERU ZJAWISK MECHANICZNYCH W ZAKRESIE MAŁYCH ODKSZTAŁCEŃ Postęp techniczny i szeroka baza eksperymentalna dały podstawy do rozwoju przedstawionej przez Jardine a [65], teorii wyjaśniającej fizykalną istotę nieliniowości związku naprężenie - odkształcenie w zakresie małych odkształceń. Teoria oparta jest na postulacie istnienia czterech stref przestrzeni naprężeń wokół pewnego ustalonego punktu, początkującego rozważany proces. Strefy usytuowane są wokół tego punktu, w przybliżeniu koncentrycznie (rysunek 2.9). Każdą z nich znamionuje inna natura deformacji. Odkształcenia mierzone są odległością od początku.

36 38 Rozdział 2 Rys Strefy przestrzeni naprężeń różniące się charakterem deformacji Fig Zones of the stress space differing in nature of deformations Wewnątrz strefy I grunt zachowuje się liniowo sprężyście, lecz transwersalnie anizotropowo. W otaczającej strefie II występują zachowania przejściowe między liniową sprężystością a plastycznością. Charakterystyczną cechę stanowi inna trajektoria obciążenia i inna odciążenia (rysunek 2.1) przy zachowaniu pełnej odwracalności cyklu. Jak już wspomniano wcześniej (rozdz. 1.1) zjawisko to makroskopowo identyfikowane jest z histerezą sprężystą. W ujęciu mikrostrukturalnym jest ona konsekwencją mikropoślizgów między cząstkami gruntu, które skutkują dysypacją energii (stąd pętla histerezy) i, co istotniejsze, silną wrażliwością na najnowszą historię obciążenia. Przez pojęcie to rozumie się duży wpływ ostatniego przed stanem bieżącym załamania ścieżki naprężenia na zmianę sztywności. Im mniejsze odkształcenie i większy kąt załamania, tym większy dodatni skok sztywności i bardziej stromy jej spadek (rysunek 2.11).

37 Zjawiska w zakresie małych odkształceń - aktualny stan wiedzy 39 Rys Cykle obciążenie odciążenie na granicy stref II i III (wyniki badań trójosiowych gliny Magnus, z odpływem (za Jardinem [65]) Fig Stress-strain behaviour in the range of transition from zone II to zone III (results of drained triaxial tests of Magnus till-(after Jardine [65]) Odkształcenie, przy którym następuje zanik wpływu najnowszej historii, traktuje się jako punkt zewnętrznej obwiedni strefy II (porównaj rysunki 2.9 i 2.12; Atkinson i in., [7]). Innym kryterium jest początek otwierania się zamkniętej dotąd pętli histerezy (porównaj rysunek 2.1; Jardine, [65], [67]; Puzrin i Burland, [18]). Nie stwierdzono dotąd ścisłej zgodności obu kryteriów. W punktach strefy II obserwuje się początek gwałtownego spadku sztywności (rysunek 2.12) W strefie III pojawia się w sposób jawny plastyczność, manifestująca się otwieraniem i przemieszczaniem się pętli histerezy (rysunek 2.1) oraz stromym wzrostem stosunku odkształceń nieodwracalnych do całkowitych (rysunek 2.13). Równocześnie nie obserwuje się już zależności sztywności od kąta ostatniego zwrotu ścieżki naprężenia. Spadek sztywności ze wzrostem odkształcenia ulega zmniejszeniu. Cykle są w znacznym stopniu otwarte.

38 4 Rozdział 2 Rys Wpływ najnowszej historii na sztywność rekonstytuowanego iłu londyńskiego (ścinanie dewiatorowe za Atkinsonem i in. [7]) Fig Effect of recent stress history on stiffness of reconstituted London Clay in triaxial constant p tests (after Atkinson et al., [7]) Na podstawie rysunków 2.9 i 2.12 można stwierdzić, że identyfikacja stref odkształceń znajduje istotne odzwierciedlenie w rozkładach charakterystyk sztywności, określeniu stref występowania odkształceń plastycznych, a przez to także sprężystych (badania z odpływem). W przypadku badań z odpływem początek wzrostu ciśnienia wody w porach gruntu jest odpowiednikiem początku pojawienia się odkształceń plastycznych. W nieopublikowanych dotychczas materiałach, a zaprezentowanych na sympozjum naukowym w 2 r., Jamiolkowski zauważył, że charakterystyczne strefy zmiany sztywności generują odpowiadające im strefy odkształceń w przestrzeni odkształceń głównych. Wyznaczenie tych stref, zgodnie z rysunkiem 2.14, jest kluczowe z punktu widzenia realistycznych prognoz zmian sztywności.

39 Zjawiska w zakresie małych odkształceń - aktualny stan wiedzy 41 Rys Strefy przestrzeni naprężeń różniące się charakterem deformacji wraz z poglądowym przebiegiem charakterystyk: G - ε, ε p /ε ε, u - ε (Lipiński i in., [94]) Fig Stress space zones differing in the deformation nature, including a visual course of characteristics: G - ε, ε p /ε ε, u - ε (Lipiński et al., [94]) Rys Zmiany względnego trwałego odkształcenia postaciowego (za Jardinem, [65]) Fig Variations of the relative permanent shear strain (after Jardine, [65])

40 42 Rozdział 2 Rys Jakościowe wyróżnienie granic stref charakterystycznych w przestrzeni odkształceń głównych ( za Jamiolkowskim) Fig Qualitative identification of characteristic zone boundaries in the main deformations space (after Jamiolkowski) Nieco inną interpretację zjawisk w strefach II i III oraz inną identyfikację ich granicy przedstawia we wspomnianej fundamentalnej pracy [65] Jardine. Lokalizuje on strefy różnych zachowań ośrodka w przestrzeni naprężeń. Punktem wyjścia jest aktualnie ustalony punkt początkowy, równoznaczny z początkowym poziomem naprężenia. Dalsze rozważania związane są z dowolną monotoniczną ścieżką naprężenia, wychodzącą z powyższego punktu. Zmianie naprężenia wzdłuż tej ścieżki towarzyszy wzrost odkształcenia. Trwa to dopóty, dopóki nie wystąpi ostry zwrot ścieżki naprężenia, któremu towarzyszy dodatni skok sztywności. Powstaje nowy punkt ustalony, w którym sytuuje się maksymalna sztywność i wokół którego tworzą się kolejne spadki sztywności i zmiany charakteru odkształcenia. Te strefy w przestrzeni naprężeń mają kształt elipsoidopodobny (rysunek 2.9, Jardine [65]). Jardine [65] zwraca uwagę na kinematyczną naturę zmian sztywności. Wyznaczenie wystarczającej liczby pojawiających się granic poszczególnych stref, dla różnych wartości współczynnika prekonsolidacji OCR, tworzy odpowiednią bazę do

41 Zjawiska w zakresie małych odkształceń - aktualny stan wiedzy 43 numerycznej specyfikacji prawa kinematycznego wzmocnienia. Ewidentnie obserwowane zmiany mają charakter kinematyczny, na co składa się występowanie ustalonego punktu początkowego, w dalszej kolejności pojawienie się spadku sztywności, a po zwrocie ścieżki obciążenia jej dodatni skok. Na rysunku 2.15 wyraźnie widać quasi-elipsoidalne kształty kolejnych stref. Ich rozmiary maleją ze wzrostem wartości współczynnika prekonsolidacji. Rys Granice stref według lokalnych punktów naprężenia leżących na ścieżce K (za Jardinem, [65]) Fig Boundaries of zones for local stress points lying on the K swelling path (after Jardine, [65])

42 44 Rozdział 2 Identyfikacja granicy strefy I jest trudna z uwagi na to, że charakterystyka naprężenie - odkształcenie dla bardzo małych deformacji nie może być wyznaczona przy wykorzystaniu jedynie aparatów trójosiowych. Z tego względu granica strefy I jest szacowana jako mała powierzchnia w przybliżeniu określająca jej obszar i kształt.

43 3. ZACHOWANIE SIĘ GRUNTÓW SPOISTYCH POD OBCIĄŻENIAMI CYKLICZNYMI OBECNY STAN BADAŃ 3.1. OGÓLNA CHARAKTERYSTYKA PROCESÓW CYKLICZNYCH Pojęcie procesu cyklicznego jest bardzo ogólne i w literaturze można odnaleźć wiele jego definicji. Ich wspólnym mianownikiem są na pewno wielokrotnie powtarzające się cykle obciążania i odciążania, które w przypadku gruntów mogą skutkować bardzo różnym ich zachowaniem. Bardziej precyzyjny opis mówi o występowaniu wielokrotnych zmian kierunku ścieżki obciążenia o kąt 18. Niezwykle istotnym elementem jest usytuowanie początku procesu cyklicznego w układzie naprężenie odkształcenie. W części prac poświęconych tej problematyce stan ten rozpoczyna się gałęzią obciążenia. Naturalny jest w tym ujęciu start procesu w stanie naturalnym, tj. w początku układu (q, ε s ) = {,}. W alternatywnym, bliższym rzeczywistości podejściu każdy proces cykliczny w ośrodku gruntowym poprzedzony jest monotoniczną trajektorią obciążenia pierwotnego, inaczej mówiąc normalnej konsolidacji ośrodka. Początek procesu jest górnym kresem pierwszej pętli. Proces rozpoczyna się odciążeniem (spadkiem intensywności naprężenia). Przy zmianach przebiegu procesu w kolejnych cyklach ważny jest początek każdego kolejnego cyklu. Drugi identyfikator obciążenia powtarzalnego stanowi w każdym cyklu jego amplituda. Rozsunięcie poszczególnych pętli jest w tym przypadku odpowiedzią gruntu na zadawane obciążenia zmienne. W badaniach elementowych procesów cyklicznych rozróżnia się, na podobieństwo obciążeń monotonicznych, przypadek sterowania odkształceniem (strain-controlled tests) (rys. 3.1) i naprężeniem (stress-controlled tests) (rys. 3.2). Pierwsze określone są przez dwie wartości odkształcenia ε 1 (dla badań w aparacie trójosiowym) bądź γ c (dla badań w aparacie prostego ścinania), między którymi następuje cykliczne obciążanie i odciążanie w procesie powtarzanym N-razy.

44 46 Rozdział 3 Rys Przykład badania z kontrolowanym stanem odkształcenia Fig An example of test with controlled strain state Drugie z kolei prowadzone są w sposób analogiczny, natomiast zmiana kierunku obciążania następuje po osiągnięciu granicznych naprężeń σ 1 (dla aparatu trójosiowego) bądź τ c (dla aparatu prostego ścinania). Rys Przykład badania z kontrolowanym stanem naprężenia Fig An example of test with controlled stress state W tej sytuacji kształtuje się wyraźnie zaplecze aparaturowe niezbędne przy realizowaniu eksperymentów dla próbek obciążonych cyklicznie. Do wymienionych wcześniej aparatów trójosiowych oraz prostego ścinania, należy jeszcze dodać kolumnę rezonansową oraz cylindryczny aparat skrętny (hollow cylinder). Ze względu na skalę trudności oraz koszty, te dwa ostatnie siłą rzeczy stosowane są rzadko.

45 Zachowanie się gruntów spoistych pod obciążeniami cyklicznymi Niewątpliwą zaletą badań w aparacie trójosiowym jest możliwość prowadzenia doświadczeń na gruntach nasyconych, w warunkach bez odpływu wody z próbki, z pomiarem ciśnienia wody w porach gruntu. Obserwowana w takich przypadkach akumulacja ciśnienia wody w porach gruntu, pozwala na doprowadzenie gruntów niespoistych do całkowitego zaniku oporu na ścinanie i nieograniczonych odkształceń postaciowych, czyli tzw. upłynnienia. W przypadku gruntów spoistych na proces ten wpływa jeszcze wiele innych czynników. Na samym czele należy wymienić fakt, że grunt ma kohezję. Jeżeli amplituda cyklu jest mniejsza od kohezji, nie dojdzie do zniszczenia przez utratę nośności (Jacobsen i Ibsen, [6]). Alternatywne podejście, tzn. badanie ze swobodnym odpływem wody z próbki, powoduje kumulację odkształceń plastycznych oraz zagęszczenie gruntu i to niezależnie od amplitudy. Interpretacja takiego zachowania gruntu spoistego nie jest prosta, gdyż zależy ono również od innych elementów, na przykład od prędkości obciążania. Bez względu jednak na rodzaj gruntu jego odpowiedzią na obciążenie cykliczne w warunkach bez odpływu są pętle przesuwające się w kierunku większych wartości odkształcenia w układzie q ε s, natomiast w przestrzeni naprężeń q p, w kierunku mniejszych wartości naprężenia średniego p ROZWÓJ BADAŃ GRUNTÓW SPOISTYCH OBCIĄŻONYCH CYKLICZNIE Większość badań dotyczących zachowania się gruntów pod wpływem obciążeń cyklicznych poświęcona jest piaskom. Dopiero budowa na początku lat siedemdziesiątych platform wiertniczych na Morzu Północnym, którego dno tworzone jest głównie z iłów, przyczyniła się do intensywnych badań związanych z gruntami spoistymi. Ich inicjatorami były firma Shell oraz Norweski Instytut Geotechniczny (NGI, Oslo). Program eksperymentów przewidywał zbadanie próbek iłu Drammen w czterech niezależnych laboratoriach: NGI, Fugro Cesco B.V., University of Nottingham, Delft Soil Mechanics Laboratory. Otrzymane wyniki opublikowano w obszernym raporcie NGI (1975), który od tego czasu stał się jednym z podstawowych źródeł informacji dotyczących wpływu obciążenia cyklicznego na zachowanie się

46 48 Rozdział 3 gruntów spoistych zarówno w sferze doświadczalnej jak i numerycznej (np. Andersen, [1]; Andersen i Lauritzsen, [2]; Sawicki, [119]). Innym znakomitym opracowaniem jest raport state of the art Wooda [15], dotyczący laboratoryjnych badań gruntów poddanych obciążeniom cyklicznym. W raporcie tym przedstawił on m.in. 3 publikacji poświęconych zachowaniu się gruntów spoistych. Z lektury tego przeglądu wyłania się główny kierunek dociekań w omawianym zakresie do lat osiemdziesiątych dziewięćdziesiątych dwudziestego stulecia. Przedmiotem większości z nich były grunty poddawane obciążeniom cyklicznym o relatywnie dużej i zmiennej amplitudzie. Kolejne cykle naprężenia efektywnego rozpostarte są między pasywnym i aktywnym stanem granicznym niekiedy po kilku powtórzeniach procesu, a niekiedy od jego początku (Takahashi i in., [132]). Kolejna przeglądowa praca Sagaseta i in. [116] podsumowuje 31 publikacji omawiających problematykę cyklicznych obciążeń w nawiązaniu do zagadnień inżynierskich oraz badań laboratoryjnych i polowych. Całość odnosi się do różnych źródeł wywołujących obciążenia zmienne, takich jak: wiatr, maszyny przemysłowe, pale, kotwy, napełnianie i opróżnianie zbiorników. Z uwagi na odmienny charakter działania obciążenia cyklicznego częstotliwość jego zadawania mieści się w szerokim zakresie : od kilku cykli na sekundę po jedno lub dwa cykle na miesiąc. Przytaczane publikacje ujmują zarówno warunki obciążenia z odpływem lub bez odpływu i dotyczą gruntów spoistych oraz niespoistych. W późniejszych latach pojawiają się kolejne prace, m. in. Hyodo i in. [55], Zergouna i Vaida [155] oraz Houlsby ego i Burda [53]. Odnosi się wrażenie, że w centrum zainteresowania badaczy procesów cyklicznych są dziś zagadnienia graniczne w warunkach uniemożliwionego odpływu wody, a przede wszystkim upłynnienie gruntu niespoistego w wyniku akumulacji ciśnienia wody w porach gruntu. Są też próby wyjaśnienia wpływu na zachowanie się gruntów spoistych sposobu działania obciążeń cyklicznych oraz takich czynników, jak: prekonsolidacja, wielkość amplitudy odkształceń, liczba cykli i częstotliwość. Mówiąc o sposobie działania obciążeń cyklicznych ma się na myśli usytuowanie cykli względem początkowego naprężenia

47 Zachowanie się gruntów spoistych pod obciążeniami cyklicznymi statycznego, reprezentującego działanie obciążeń stałych. Rozróżnia się tu dwa przypadki: 1) obciążenie cykliczne pulsacyjne (cykle umiejscowione po jednej stronie naprężenia monotonicznego), 2) obciążenie cykliczne oscylujące (cykle po obu stronach naprężenia monotonicznego). Powyższe przypadki nazywane są w literaturze błędnie obciążeniem jednokierunkowym i dwukierunkowym. Nazwa jest myląca. Wszak istotą procesu cyklicznego jest powtarzająca się zmiana kierunków naprężenia i odkształcenia. Między odpowiedziami gruntu spoistego na obciążenia pulsacyjne i oscylujące są istotne różnice, dlatego konieczna jest identyfikacja procesu pod tym względem. Czynią to zawsze badacze prezentujący swe wyniki. Różnice między ruchem pulsacyjnym i oscylującym dobrze ilustrują wyniki badań Arthura i in. [5]. Na rysunku 3.3 odnoszą się one do ruchu pulsacyjnego, natomiast na rysunku 3.4 do ruchu oscylującego. Rys Badanie cykliczne pulsacyjne normalnie skonsolidowanego gruntu spoistego (Arthur i in., [5]) Fig Pulsating cyclic test of normally consolidated cohesive soil (Arthur et al., [5])

48 5 Rozdział 3 Rys Badanie cykliczne oscylujące normalnie skonsolidowanego gruntu spoistego z odpływem (Arthur i in., [5]) Fig Oscillating cyclic drained test of normally consolidated cohesive soil (Arthur et al., [5]) Do cech charakterystycznych obciążenia cyklicznego pulsacyjnego należy to, że cykle zachowują prawie taki sam kształt, przesuwając się wzdłuż osi ε 1. Największe odkształcenia plastyczne występują w pierwszym cyklu i stopniowo zanikają one wraz z kolejnymi. Z kolei w przypadku obciążenia cyklicznego oscylującego, zwłaszcza dla badań bez możliwości odprowadzenia wody z próbki, obserwuje się stopniową degradację gruntu. Z każdym cyklem maksymalny i sieczny moduł ścinania dla danego cyklu ma mniejszą wartość, co widoczne jest na rysunku 3.5. Spektakularnego porównania pulsacyjnego i oscylującego ścinania dostarczają wyniku badań iłu Drammen, przeprowadzone przez Andersena i in. [3]. Porównanie to dotyczy amplitudy odkształcenia cyklu ε ac, średniego odkształcenia osiowego ε am, odkształcenia postaciowego γ c i nadwyżki ciśnienia wody w porach gruntu u m w funkcji liczby cykli przy różnych wartościach OCR (ił normalnie skonsolidowany i prekonsolidowany). Eksperymenty, o których mowa, zrealizowano w warunkach bez odpływu w aparacie trójosiowym oraz w aparacie prostego ścinania, przy pięciu różnych wartościach OCR: 1, 4, 1, 25 i 5. Rezultaty badań zestawiono na rysunkach 3.6 i 3.7.

49 Zachowanie się gruntów spoistych pod obciążeniami cyklicznymi Rys Ścinanie cykliczne oscylujące - interpretacja modułów ścinania (Matasovic i Vucetic, [11]) Fig Oscillating cyclic shear shear moduli interpretation (Matasovic et Vucetic, [11]) Wartości opisujące krzywe określają CSR (współczynnik cyklicznego naprężenia, np. według Greena i Terri ego, [34]): CSR τ C C = lub CSR = (3.1) τ f τ S u gdzie: τ c τ f lub S u - amplituda naprężeń stycznych, - wytrzymałość gruntu na ścinanie wyznaczona w procesie ścinania monotonicznego. CSR sugeruje amplitudę cykli badania. Wykresy sporządzono dla współczynników prekonsolidacji równych: 1, 4, oraz 1. Dla OCR = 4 zamieszczono wyniki badań z trzech różnych laboratoriów, dają więc one pojęcie o powtarzalności rezultatów.

50 52 Rozdział 3 Rys Wyniki pulsacyjnego ścinania cyklicznego w aparacie trójosiowym iłu Drammen w stanie plastycznym (za Andersenem i in., [3]) Fig Results of pulsating cyclic shear in a triaxial apparatus for Drammen clay in the plastic state (after Andersen et al., [3])

51 Zachowanie się gruntów spoistych pod obciążeniami cyklicznymi Rys Wyniki pulsacyjnego i oscylującego ścinania cyklicznego w aparacie prostego ścinania iłu Drammen w stanie plastycznym (za Andersenem i in., [3]) Fig Results of pulsating and oscillating cyclic shear in a simple shear apparatus for Drammen clay in the plastic state (after Andersen et al., [3]) Analizując wykresy na rysunku 3.6 należy przede wszystkim zwrócić uwagę na najwyższy poziom amplitudy (CSR), przy którym następuje stabilizacja odkształceń, co oznacza, że nie nastąpi zniszczenie gruntu. Dla OCR = 1 jest to wartość około.68, dla OCR = 4 jest to.5, natomiast dla OCR = 1 jest to już tylko.42. Porównując wykresy odkształceń i ciśnienia wody w porach gruntu na rysunku 3.7 można zauważyć, że dla tego samego poziomu CSR, stabilizacji ciśnienia wody w porach gruntu odpowiada stabilizacja odkształceń. Potwierdza to tezę o tym, że przyczyną zniszczenia gruntu jest akumulacja ciśnienia wody w porach gruntu. Ponieważ amplituda cykli jest stała, a ciśnienie wody w porach gruntu rośnie, z każdym cyklem efektywne naprężenia w szkielecie gruntowym są coraz mniejsze. Takie same wnioski spotkać można w literaturze: Jacobsen i Ibsen, [6]; Sangrey i France, [118]; Sangrey i in., [117].

52 54 Rozdział 3 Na rysunku 3.7 można porównać badania dla tych samych wartości OCR = 4, ale w przypadkach obciążenia pulsacyjnego i oscylującego. Graniczna amplituda dla obciążenia pulsacyjnego odpowiada CSR =.54, podczas gdy w tych samych warunkach dla gruntu obciążonego w sposób oscylacyjny granica ta jest dużo niższa i wynosi CSR = Wpływ prekonsolidacji na zachowanie się gruntów spoistych Zasadniczo nie ma potrzeby traktowania oddzielnie wpływu prekonsolidacji na zachowanie się gruntu poddanego obciążeniom cyklicznym pulsacyjnym bądź oscylującym, gdyż jest on w ogólności podobny. Wiąże się to z faktem, że powodem zniszczenia gruntu poddanego obciążeniom zmiennym jest generowane ciśnienie wody w porach gruntu. Logiczna jest więc ocena wpływu obciążenia cyklicznego poprzez analizę wpływu prekonsolidacji właśnie na generowane ciśnienie. Takie podejście przedstawili Matasovic i Vucetic [11] w zaproponowanym przez nich modelu odpowiedzi gruntu na działania cykliczne przy różnym OCR. Pojawiający się problem spadku ciśnienia wody w porach gruntu dotyczy jedynie gruntów prekonsolidowanych i to zasadniczo przy OCR > 2. W odniesieniu do gruntów normalnie skonsolidowanych nie obserwuje się podobnego zjawiska. Taka sytuacja powoduje, że w przypadku gruntu prekonsolidowanego potrzeba dużo większej liczby cykli dla uzyskania identycznego poziomu ciśnienia jak dla tego samego gruntu, lecz normalnie skonsolidowanego. Na rysunku 3.8 widać, że w gruntach o OCR = 2 i większych, po spadku ciśnienia w pierwszych cyklach następuje odwrócenie tendencji i w konsekwencji przejście do stanu dodatniego. Następuje to jednak po 1 4 cyklach. Przedstawione wyniki badań sugerują, że grunty prekonsolidowane są bardziej odporne na obciążanie cykliczne oscylujące w warunkach bez odpływu wody, niż grunty normalnie skonsolidowane.

53 Zachowanie się gruntów spoistych pod obciążeniami cyklicznymi Rys Wpływ prekonsolidacji na generację ciśnienia wody w porach gruntu oscylujące ścinanie cykliczne nasyconej gliny Senri (za Matsui i in., [12]) Fig Effect of overconsolidation ratio on excess pore pressure oscillating cyclic shear of saturated Senri clay (after Matsui et al., [12]) Wpływ amplitudy na zachowanie się gruntu spoistego Amplituda obciążenia cyklicznego jest podstawowym parametrem badania, z reguły decydującym o zniszczeniu gruntu. Nie ma wątpliwości (według Sangrey a i France a, [118]), że jeśli jest ona dostatecznie duża (CSR >.7), to niezależnie od innych czynników musi dojść do zniszczenia gruntu (w warunkach bez odpływu). Duża amplituda skutkuje gwałtownym wzrostem ciśnienia wody w porach gruntu, co prowadzi do gwałtownego przyrostu odkształceń postaciowych. Problemem jest określenie granicy pomiędzy stabilizacją, a zniszczeniem gruntu. Szczególnie, że oprócz rodzaju gruntu zależy ona od wielu innych czynników, jak np. OCR czy prędkości obciążania. Powracając ponownie do szerokiego spektrum wyników badań zebranych przez Andersena i in. [3], można określić wpływ amplitudy na zachowanie się gruntu, przy niezmienionych pozostałych warunkach (rysunki 3.6 i 3.7). Jej zwiększanie skutkowało wzrostem poziomu odkształceń. Wartość CSR =.2 spowodowała niewielki przyrost odkształceń w pierwszych cyklach, a w następnych stabilizację. Po zwiększeniu CSR do.4 nie zaobserwowano zmian, z wyjątkiem wzrostu poziomu

54 56 Rozdział 3 odkształceń. Osiągnięcie przez współczynnik cyklicznego naprężenia wartości CSR =.5 dla gruntu mocno prekonsolidowanego spowodowało ciągły przyrost odkształceń wraz z kolejnymi cyklami obciążenia, jednakże w dalszym ciągu nie miało to wpływu na utratę stabilności. Granicą dla gruntu normalnie skonsolidowanego okazała się amplituda odpowiadająca CSR =.68. Można zatem powiedzieć, że obciążanie cykliczne pulsacyjne w warunkach bez odpływu wody nie powoduje zniszczenia gruntu spoistego, póki jego CSR nie będzie większy niż.5. W przypadku obciążenia oscylującego granica ta wynosi.4. Przechodząc do charakterystyk sztywnościowych można powiedzieć, że wpływ amplitudy na moduł ścinania bywa różny (rys. 3.9). Przy niewielkich amplitudach (CSR <.3) moduł G nieznacznie wzrasta bądź nie zmienia wartości podczas kolejnych cykli. Większa amplituda skutkuje zmniejszeniem modułów ścinania wraz z cyklami (degradacja parametrów gruntu). Ciśnienie wody w porach gruntu, w przypadku nasyconych gruntów, zmienia się w każdym cyklu. Jeżeli amplituda odkształceń nie przekracza pewnej granicznej wartości, trwałe ciśnienie nie jest generowane. W przeciwnym wypadku następuje jego systematyczny wzrost w każdym cyklu, który nie zanika po przerwaniu działania cyklicznego na grunt. Granica ta, wprowadzona dla piasków przez Dobry ego i in. [24], nazwana została oryginalnie jako the volumetric threshold cyclic shear strain (objętościowy próg cyklicznego odkształcenia postaciowego) i oznaczona jako γ tv. W przypadku badań z umożliwionym odpływem wody, γ tv stanowi graniczną amplitudę odkształceń, poniżej której nie występują znaczące zmiany objętości. W badaniach bez odpływu przekroczenie γ tv nie powoduje wzmocnienia gruntu, lecz generuje ciśnienie wody w porach gruntu (rysunek 3.1). Może wówczas wystąpić efekt zniszczenia gruntu.

55 Zachowanie się gruntów spoistych pod obciążeniami cyklicznymi Rys Sieczne moduły ścinania wyznaczone podczas pulsacyjnego cyklicznego ścinania plastycznego iłu Drammen (za Andersenem i in., [3]) Fig Secant shear moduli determined during pulsating cyclic plastic shear of Drammen clay (after Andersen et al., [3]) Można więc powiedzieć, że dla gruntów (spoistych i niespoistych) badanych w różnych warunkach (z odpływem lub bez odpływu) istnieje pewna graniczna wartość amplitudy odkształceń (wyższa dla gruntów spoistych), po przekroczeniu której grunt jest wrażliwy na oddziaływanie cykliczne. Dla wielu rodzajów gruntów badanych w różnych warunkach, Vucetic pokazał nie tylko, w jakim zakresie amplitudy odkształceń granica ta występuje, ale też w jakim stopniu zależy ona od wskaźnika plastyczności gruntu (rys. 3.11, za Vuceticem, [147]). Z reguły γ tv mieści się między.1%, a.1% i rośnie wraz ze wzrostem I p. O ile niektóre badania wykazały, że γ tv jest zależne od wskaźnika plastyczności (rodzaju gruntu), o tyle wpływ współczynnika prekonsolidacji na γ tv nie został zauważony (Vucetic, [147]; Vucetic i Dobry, [149]).

56 58 Rozdział 3 Rys Wzrost ciśnienia wody w porach gruntu w zależności od amplitudy odkształceń dla nasyconych, normalnie skonsolidowanych glin: a) badanie w kolumnach rezonansowych po wielu cyklach, b) badanie w aparacie bezpośredniego prostego ścinania (za Vuceticem, [147]) Fig Excess pore water pressure vs. strain amplitude for fully saturated normally consolidated clay: a) test in resonance columns after many cycles, b) tests in direct simple shear apparatus (after Vucetic, [147]) Odmienne ujęcie wpływu amplitudy można odnaleźć w wielu publikacjach naukowych, na przykład u Andersena i in. [3], czy też u Greena i Terri ego, [34]. Zagadnienie to odniesione jest do naprężeń, a nie jak u Vucetica do odkształceń. Można jednak z dużą dozą prawdopodobieństwa stwierdzić, że są to różne wymiary tego samego stanu. Krzywa cyklicznego zniszczenia gruntu (odniesiona do naprężeń, rys. 3.12) została zaproponowana pod koniec lat sześćdziesiątych na bazie krzywej zmęczeniowej stali i odnosi się do zjawiska zwanego ogólnie upłynnieniem gruntu. Należy jednak pamiętać, że z uwagi na inny charakter zniszczenia o upłynnieniu mówimy tylko w odniesieniu do gruntów niespoistych. W przypadku gruntów spoistych mamy na myśli utratę nośności.

57 Zachowanie się gruntów spoistych pod obciążeniami cyklicznymi Rys Wpływ wskaźnika plastyczności I p na granice cyklicznych odkształceń γ tv i γ tl (za Vuceticem, [147]) Fig Effect of plasticity index I p on the cyclic threshold shear strains γ tv and γ tl (after Vucetic, [147]) Jak już wspomniano wcześniej amplituda naprężeń cyklicznych określana jest jako współczynnik naprężenia cyklicznego CSR. Z jednej strony badania (np. Greena i Terri ego, [34]) skupiają się na zjawisku zniszczenia gruntu, czyli pewnej krytycznej wartości CSR niechybnie prowadzącej do utraty nośności nasyconego gruntu bez możliwości odpływu wody (rys. 3.12). Z drugiej strony badania dotyczą granicznej amplitudy naprężeń ścinających, powyżej której następuje generacja trwałego ciśnienia wody w porach gruntu (rys. 3.13). W przypadku badań z odpływem granica ta dotyczy możliwości zmiany objętości (wzmocnienia gruntu), analogicznie jak w przypadku opisanej wcześniej granicznej amplitudy odkształceń γ tv. W świetle wyników licznych badań pewne jest, że dla każdego gruntu poddanego obciążeniom cyklicznym w warunkach z uniemożliwionym odpływem wody istnieje pewna krytyczna wartość CSR, dla której, po określonej liczbie cykli, nastąpi zniszczenie gruntu. Istotny jest fakt, że nawet działanie cykliczne o dużej amplitudzie nie jest groźne dla gruntu o ile liczba cykli jest ograniczona (rysunek 3.12 ).

58 6 Rozdział 3 Rys Zależność między współczynnikiem naprężeń CSR, a liczbą cykli powodującą upłynnienie gruntu (za Greenem i Terrim, [34]) Fig Relationship between stress coefficient CSR and the number of cycles causing the soil liquefaction (after Green i Terri, [34]) Rys Zależność współczynnika cyklicznego naprężenia w funkcji odkształcenia postaciowego i wskaźnika ciśnienie wody w porach gruntu od częstotliwości dla 1 cykli badania cykliczne oscylujące normalnie skonsolidowanego iłu (za Ansalem i Erkenem, [4]) Fig Effect of cyclic frequency on cyclic stress ratio vs. shear strain and vs. pores water pressure for 1 cycles oscillating cyclic tests on normally consolidated clay (after Ansal i Erken, [4])

59 Zachowanie się gruntów spoistych pod obciążeniami cyklicznymi Wpływ prędkości obciążania i częstotliwości na zachowanie się gruntu spoistego Powszechnie znany jest fakt zwiększania się modułów odkształceń oraz wytrzymałości na ścinanie gruntów spoistych wraz ze zwiększeniem prędkości obciążania w badaniach bez odpływu (Lacasse, [84]; Ladd i Foott, [86]). Prędkości obciążania dla wpływów cyklicznych są z reguły większe od prędkości wpływów monotonicznych, dlatego też należy ten czynnik wziąć pod uwagę (Zergoun i Vaid, [155]. Pewien obraz tego zjawiska daje rysunek 3.14 z badań Vucetic a i Dobry ego (Vucetic i Dobry, [148]) na ile VNP (bez odpływu). Obciążany z dużo większą prędkością ił ( charakterystyki oznaczone na wykresie jako DYN.; oznaczenie STAT. odnosi się do badań z małą prędkością ścinania) wykazuje większe wartości modułu odkształcenia. Różnica w prędkościach obciążania jest około 1-krotna. Należy stwierdzić zatem, że różnica w zachowaniu się gruntu obciążanego z różnymi prędkościami nie jest duża i maleje ze wzrostem OCR. Rys Porównanie badań z różnymi prędkościami obciążania iłu VNP (static.13 %/s; dynamic.4 4 %/s; za Vuceticem i Dobrym, [148]) Fig Comparison of tests at various loading rates for VNP clay (static.13 %/s; dynamic.4 4 %/s, after Vucetic i Dobrym, [148]) W przypadku badań z odpływem prędkość obciążania ma zasadniczy wpływ na grunty spoiste, szczególnie bardzo spoiste. Szybkie obciążanie powoduje bowiem

60 62 Rozdział 3 powstanie nadwyżki ciśnienia wody w porach gruntu, która to z powodu bardzo małej filtracji nie może być rozproszona. W rezultacie w gruncie spoistym mogą zachodzić zjawiska podobne do tych, jakie zachodzą w badaniach bez odpływu wody. Wpływ prędkości obciążania, czy też częstotliwości obciążania nie jest oczywisty. Oprócz aspektu wzmocnienia można natrafić w literaturze na inne badania, w szczególności dotyczące cyklicznych badań oscylujących, których wyniki w dużym stopniu nie są zgodne, co do wpływu częstotliwości na parametry gruntu (np. Ansal i Erken, [4]; rys. 3.15). Na rysunku 3.15 wpływ częstotliwości jest oczywisty. Przy bardzo małej jej wartości równej.1hz, odkształcenia są wyraźnie większe od tych dla częstotliwości dużej (równej 1Hz). Różnica ta jest stosunkowo duża dla pierwszych cykli, ale wraz ze wzrostem ich liczby, maleje. Towarzyszy temu różnica w poziomie ciśnienia wody w porach gruntu. Szybkie obciążanie powoduje opóźnienie w generacji ciśnienia, co jest tożsame przypadkowi obciążania monotonicznego Vucetica i Dobry ego [148], przedstawionemu na rysunku Różnica w zachowaniu normalnie skonsolidowanego iłu dla dużej liczby cykli jest niewielka dla różnych częstotliwości obciążania (rys. 3.15). Można więc tę kwestię pominąć w przypadku np. budowli przybrzeżnych, gdzie liczba cykli jest bardzo duża. Natomiast w przypadku np. trzęsienia ziemi, gdzie liczba cykli jest ograniczona, powinno się ją brać pod uwagę. Nieco inne spostrzeżenia zawarte są w publikacjach Matsui ego i in. [12], a także Proctera i Khaffafa [17], gdzie żadne widoczne efekty częstotliwości na zachowanie się gruntu obciążonego cyklicznie nie zostały zaobserwowane. Yasuhara i in. [153] natomiast twierdzą, że nie ma widocznego wpływu częstotliwości na wytrzymałość na ścinanie gruntu poddanego obciążeniom cyklicznym w warunkach bez odpływu wody. Zależności dla niewielkiej liczby cykli przedstawione na rysunku 3.13 z badań Ansala i Erkena [4], skłaniają do sformułowania kolejnych wniosków. Wpływ częstotliwości jest tym większy, im większy jest wskaźnik CSR, a więc w ogólności im większa jest amplituda. Dodatkowo, istnieje pewna graniczna wartość CSR, poniżej której efekt częstotliwości nie występuje.

61 Zachowanie się gruntów spoistych pod obciążeniami cyklicznymi Rys Wpływ częstotliwości cykli na odkształcenia postaciowe i ciśnienie wody w porach gruntu oscylujące badania cykliczne normalnie skonsolidowanego iłu (za Ansalem i Erkenem, [4]) Fig Wpływ of cyclic frequency on shear strain and pores water pressure oscillating cyclic tests on normally consolidated clay (after Ansal and Erken, [4]) 3.3. TYPOWE PRZYPADKI OBCIĄŻEŃ CYKLICZNYCH W poprzednim podrozdziale obszernie omówiono rozwój badań gruntów spoistych obciążonych cyklicznie. Ich celem jest oszacowanie odpowiedzi gruntu na zasymulowane rzeczywiste obciążenie cykliczne. Oczywiście większość z nich, występujących w przyrodzie, ma charakter losowy, zarówno co do amplitud, jak również przebiegu, częstotliwości i czasu trwania. Przykładem tego są między innymi zmiany wysokości fali w trakcie trwania sztormu (rysunek 3.16). Podobny charakter jakościowy wykazują także odkształcenia wywołane trzęsieniem ziemi (rysunek 3.17).

62 64 Rozdział 3 a) wysokość fali 2 4 czas, [s] b) naprężenie ścinające liczba cykli N Rys Przebiegi czasowe sztormu (za Kvalstadem i Dahlbergiem, [83]): a) mierzona wysokość fali, b) amplituda naprężeń stycznych Fig Storm time courses (after Kvalstad and Dahlberg, [83]): a) measured wave height, b) shear stress amplitude Rys Przykład akcelerogramu trzęsienia ziemi Fig Example of earthquake accelerogram Z uwagi na tę różnorodność, w laboratorium dowolne obciążenia rzeczywiste sprowadza się, z nielicznymi wyjątkami (np. Balasubramanian i Waheed-Udin, [9]; Vucetic, [146]) do serii regularnych cykli (Ansal i Erken, [4]; Idriss i in., [56]; Matasovic i Vucetic, [11]; Vucetic, [145]), a wybór ich kształtu zależy głównie od

63 Zachowanie się gruntów spoistych pod obciążeniami cyklicznymi możliwości posiadanej aparatury. Najczęściej mają one charakter sinusoidalny lub trójkątny. Takie działanie ma sens poznawczy (naukowy), ale nie odzwierciedla rzeczywistości. W przyrodzie i technice występują najczęściej procesy cykliczne pulsacyjne i oscylujące o stałej amplitudzie. Można do nich sprowadzić na przykład pracę fundamentu pod maszyny. Kolejny typowy przypadek związany jest z procesami geotechnologicznymi i dotyczy zanikającego, pojedynczego obciążenia impulsowego. Takie zjawisko jest następstwem udarowego zagęszczania podłoża, wykonywania pali lub kamiennych kolumn wbijanych. Mając na względzie poczynione dotychczas uwagi i wzorując się częściowo na Hicherze [47], można dokonać podziału typowych przebiegów (realizowanych w aparacie trójosiowym) na: zgodny z obwiednią obciążenia pierwotnego, z monotonicznym wzrostem amplitudy (rysunek 3.18), z punktem początkowym na obwiedni obciążenia pierwotnego i stałą amplitudą, np. drgania fundamentu pod maszyny (rysunek 3.19, rozdział 7: rysunek 7.1), z punktem początkowym na obwiedni obciążenia pierwotnego lub stanowiącym ustalony środek, z amplitudą monotonicznie malejącą, uwzględniającym wpływ tłumienia, np. pojedynczy impuls (rysunek 3.2; rozdz. 7, rys. 7.2 i 7.3 oraz rys. 7.4 seria 1), z amplitudą regularnie zmienną co kilka cykli (rozdz. 7, rys. 7.). Rys Przykład przebiegu zgodnego z obwiednią obciążenia pierwotnego z monotonicznym wzrostem amplitudy Fig Example of course consistent with primary load envelope, with monotonic amplitude increase

64 66 Rozdział 3 Rys Przykład przebiegu z punktem początkowym na obwiedni obciążenia pierwotnego i stałą amplitudą Fig Example of course with starting point on the primary load envelope and with constant amplitude Rys Przykład przebiegu z amplitudą monotonicznie malejącą uwzględniającym wpływ tłumienia Fig Example of course with monotonically decreasing amplitude, including the influence of damping W tym miejscu rozprawy należy po raz kolejny podkreślić fakt, że bez względu na sposób zasymulowania rzeczywistego obciążenia zmiennego, zdecydowana większość eksperymentów prowadzona jest pod kątem określenia wpływu poszczególnych czynników na utratę wytrzymałości, a więc zniszczenia gruntu. Prawie nic się nie mówi o zachowaniu się gruntów obciążonych cyklicznie w zakresie małych odkształceń. Tę lukę wypełniono w rozdziale 7, poświęconym w całości temu zagadnieniu.

65 4. APARATURA I PROCEDURY BADAWCZE 4.1. UWAGI WSTĘPNE Badania laboratoryjne zachowania się gruntów pod obciążeniem, prowadzone na próbkach, w jednorodnych stanach naprężenia i odkształcenia (zwane często badaniami elementowymi) mogą służyć różnym celom. Wymienić tu należy: określenie właściwości odpowiedzi gruntu na obciążenia (właściwości mechanicznych), specyfikację funkcji materiałowych modeli konstytutywnych, identyfikację parametryczną modeli, doświadczalną weryfikację modeli. Podjęte w rozprawie badania doświadczalne realizują w zasadzie pierwszy z wymienionych celów. Nawet wynikowe zależności moduł ścinania - odkształcenie postaciowe i moduł odkształcenia objętościowego - odkształcenie objętościowe traktowane są raczej jako eksperymentalne charakterystyki mechaniczne gruntu, a nie jako funkcje materia-łowe określonego izotropowego modelu nieliniowo sprężystego lub hiposprężystego np. Duncana Changa, [25], bądź Fahey a Cartera, [27]. Bardzo ważną, często kluczową rolę w badaniach elementowych, określających odpowiedź gruntu na obciążenia, odgrywa trafnie dobrana aparatura badawcza. Jedną z typowych właściwości mechaniki gruntów, która w dużej mierze stanowi o dynamice rozwoju tej dyscypliny, jest dostosowywanie laboratoryjnych metod badawczych do stopnia złożoności analizowanego problemu. Ta przesłanka w dużej mierze wpływa na mapę rozmieszczenia aparatury badawczej wśród laboratoriów geotechnicznych. Dobrze ilustrują to wyniki ankiety przeprowadzonej wśród blisko 1 takich laboratoriów. Zostały one opublikowane przez członków Japońskiego Stowarzyszenia Geotechnicznego Kuwano i Katagiri [82] w raporcie komitetu TC29. Pokazały, jak duże jest zróżnicowanie w wykorzystywaniu laboratoryjnej aparatury

66 68 Rozdział 4 badawczej do określania mechanicznych właściwości gruntu. Na rysunku 4.1 przedstawiono częstość wykorzystywania aparatury występującej w japońskich ośrodkach badawczych i komercyjnych. Rys Częstość wykorzystania aparatu trójosiowego ściskania na tle innej aparatury stosowanej w Japonii (za Kuwano i Katagiri, [82]) Fig Frequency of triaxial compression apparatus use against the background of other instruments used in Japan (after Kuwano and Katagiri, [82]) Rozkład częstości wyraźnie wskazuje, że trzy rodzaje aparatów są wykorzystywane najczęściej: aparat trójosiowy (do badań standardowych i do badań

67 Aparatura i procedury badawcze 69 cyklicznych), aparat jednoosiowego ściskania oraz aparat bezpośredniego ścinania. Jeżeli uwzględni się, że popularność jednoosiowego ściskania jest oczywista ze względów ekonomicznych, a stosowania cyklicznego aparatu trójosiowego w kraju, w którym często występują trzęsienia ziemi nie trzeba uzasadniać, to okaże się, że rzeczywistym liderem popularności wykorzystania jest aparat trójosiowy. Niewątpliwie taki stan rzeczy wynika w dużej mierze z wszechstronności tego aparatu, który może być wykorzystywany do określania wytrzymałości oraz charakterystyk ścinania i odkształcenia objętościowego na różnym poziomie dokładności. Za wielką zaletę aparatu trójosiowego uznać należy fakt, że jest on chyba najczęściej modyfikowanym i uzupełnianym o nowe elementy laboratoryjnym urządzeniem do badania mechanicznych właściwości gruntu. Mając na uwadze, że przedmiotem badań niniejszej rozprawy jest zachowanie się gruntu w zakresie małych odkształceń ( ), szczególnego znaczenia nabiera precyzja przekazania obciążeń na próbkę oraz w większym może jeszcze stopniu jednorodność pola odkształcenia i dokładność jego pomiaru. Wymagało to od autorki wprowadzenia do standardowego aparatu trójosiowego kilku poważnych modyfikacji ulepszających. W dalszym ciągu rozdziału czwartego przedstawiony będzie zmodyfikowany przez autorkę aparat trójosiowy i dokonane porównanie tego urządzenia z rozwiązaniem standardowym ZMODYFIKOWANA KOMORA APARATU TRÓJOSIOWEGO Zmodyfikowany aparat trójosiowy spełnia niemal wszystkie warunki wysokiej jakości badania. Jego podstawowym elementem jest zmodyfikowana komora zaprojektowana przez Lipińskiego, [93]. Na rysunku 4.2 przedstawiono schematy komór aparatu trójosiowego: standardowej i zmodyfikowanej TX 93. Zaletą tej drugiej jest możliwość wyeliminowania pojawiających się błędów w kontrolowaniu stanu naprężenia i odkształcenia podczas badania (rysunek 4.3), których najczęstszą przyczyną jest brak współosiowości między próbką a tłokiem komory. W ramach wspomnianej modyfikacji zastosowano wewnętrzne pręty łączące. Taka konstrukcja umożliwia dostęp do próbki na każdym etapie jej przygotowania. Owa innowacja jest szczególnie istotna w fazie połączenia próbki z tłokiem.

68 7 Rozdział 4 Wcześniej było to możliwe dopiero po założeniu klosza. Wtedy metodą prób i błędów, manewrując z zewnątrz tłokiem, należało trafić osiowo w próbkę, przykładając równocześnie na wyczucie odpowiedni nacisk. W takich okolicznościach wymogi zachowania pełnej powierzchni styku oraz współosiowości między próbką a tłokiem były praktycznie nie do spełnienia, z wyjątkiem próbek materiału dostatecznie sztywnego (np. gruntu spoistego na pograniczu stanu półzwartego i twardoplastycznego). W chwili obecnej łączenie próbki z tłokiem następuje jeszcze przed założeniem klosza, przy pełnej możliwości ingerowania i manewrowania podczas wykonywania tej czynności. tłoczysko głowica zewnętrzny pręt łączący klosz komory tłoczysko klosz komory głowica tłok połączony na sztywno z kopułką śruby mocujące podstawa komory wewnętrzny pręt łączący podstawa komory Rys Różnice w budowie komory tradycyjnej i zmodyfikowanej TX 93: a) schemat komory tradycyjnej, b) schemat komory zmodyfikowanej TX 93 Fig Differences in the construction of traditional and modified TX 93 cell a) scheme of traditional cell, b) scheme of modified TX 93 cell Drugą zasadniczą innowacją było sztywne połączenie kopułki z tłoczyskiem (rysunek 4.4), eliminujące błędy w określaniu dokładnej wartości naprężenia pionowego, działającego na próbkę: P + Q + σ ( A A ) 3 p t σ 1 = (4.1) Ap gdzie: σ 1 - maksymalne naprężenie główne (naprężenie osiowe), σ 3 - minimalne naprężenie główne (ciśnienie wody w komorze),

69 Aparatura i procedury badawcze 71 P - siła działająca na tłoczysko, Q - ciężar własny tłoczyska wraz z kopułką, A - powierzchnia przekroju tłoczyska, A P - powierzchnia przekroju próbki. a) b) c) Rys Potencjalne błędy w kontrolowaniu stanu naprężenia i odkształcenia próbki w komorze tradycyjnej z zewnętrznymi prętami łączącymi: a) kontrolowany stan naprężenia i odkształcenia w próbce, b) błędy wynikające z konstrukcji aparatu, c) błędy wynikające z niewłaściwego przygotowania próbki Fig Potential errors in controlling the specimen stress and strain state in a traditional cell with external connecting bars: a) controlled stress and strain state in the specimen, b) errors resulting from the apparatus design, c) errors resulting from improper specimen preparation W komorze zmodyfikowanej sztywne połączenie pozwala na jednoznaczne określenie powierzchni styku kopułki z tłoczyskiem, a przez to na jednoznaczne określenie naprężenia pionowego, między innymi w przypadku konsolidacji anizotropowej. Dodatkowo, nowa komora aparatu trójosiowego umożliwia wyeliminowanie błędu spowodowanego niedokładnym przyłożeniem kopułki do tłoka, co ma wpływ na mierzone wartości odkształceń podczas konsolidacji i ścinania. Na rysunku 4.5 przedstawiono zmodyfikowaną komorę aparatu trójosiowego.

70 72 Rozdział 4 A) B) At At=? Ap Ap Rys Szczegóły połączenia tłoczyska z tłokiem komory: a) tradycyjnej, b) zmodyfikowanej Fig Details of the piston rod connection with the piston in the cell: a) traditional, b) modified 4.3. SYSTEM LOKALNEGO POMIARU ODKSZTAŁCEŃ Wśród wymagań stawianych wysokiej jakości badaniom trójosiowym gruntów, istotne znaczenie mają: zachowanie jednorodności pól naprężenia i odkształcenia, czyli ich równomiernych rozkładów w całym obszarze próbki, oraz precyzja pomiaru małych i bardzo małych wartości głównych i niezmienników tensora odkształcenia. Jednorodność umożliwia bezpośrednie wykorzystanie wyników pomiarów prowadzonych na powierzchni próbki do określenia stanów naprężenia i odkształcenia w dowolnym jej punkcie, a w dalszej kolejności charakterystyk materiałowych. Drastyczne odejście od jednorodności oznaczałoby konieczność postawienia i rozwiązania odwrotnego zagadnienia brzegowego dla obszaru próbki. Zewnętrzny pomiar pionowych odkształceń, z zastosowaniem czujnika opartego ruchomą końcówką na pokrywie aparatu i zamocowanego do tłoka, nie spełnia żadnego z postawionych na wstępie wymagań. Mierzone wartości odkształceń obarczone są znacznymi niepewnościami pomiarowymi, na które wpływają: podatność kamienia porowatego i warstw smaru, a także imperfekcje styku próbki z kopułką. Ponadto w skrajnych strefach próbki pojawia się wyraźna niejednorodność stanu odkształcenia (tendencja do beczułkowatego kształtu).

71 Aparatura i procedury badawcze 73 Rys Widok komory zmodyfikowanej wraz z zamontowaną próbką Fig View of modified cell with installed specimen Powyższe niedoskonałości zewnętrznego pomiaru odkształceń skierowały uwagę badaczy (np. Wood, [15]) na pomiar wewnętrzny, zlokalizowany w środkowej strefie próbki i dokonywany bezpośrednio na jej powierzchni. Był on wolny od niejednorodności występującej na końcówkach i od głównych przyczyn niepewności pomiarowych. Względne niepewności pomiarowe rosną w miarę zmniejszania odkształceń, kiedy różnice między wartościami mierzonymi zewnętrznie i wewnętrznie stają się porównywalne z wartościami samych odkształceń. Nie można też pominąć faktu, że

72 74 Rozdział 4 w przedziale małych odkształceń moduły ścinania i odkształcenia objętościowego podlegają dużym zmianom, co zwiększa potrzebę precyzyjnego pomiaru odkształcenia. W związku z zakresem dociekań niniejszej rozprawy pomiar zewnętrzny w ogóle nie wchodzi w rachubę. Nie ma alternatywy dla pomiaru lokalnego (wewnątrzkomorowego). Sensowne stało się w związku z tym poszukiwanie czujników o dużej rozdzielczości. Przesunęły one wydatnie dolną granicę dokładnych pomiarów. Przeszkodę na tej drodze stanowiły przede wszystkim trudności w kalibrowaniu czujników. Na rysunkach 4.6 i 4.7, na podstawie badań własnych autorki (Jastrzębska, [73], [74]), przedstawiono rozbieżności w charakterystyce naprężenie - odkształcenie wynikające z różnicy w sposobie pomiaru odkształceń próbki: zewnętrznego bądź wewnętrznego. Pod uwagę wzięto zarówno badania z odpływem jak i bez odpływu wody z próbki. Dowodzą one konieczności stosowania wewnętrznego pomiaru odkształceń próbki. a) 25 b) σ' 1 - σ' 3, [kpa] 15 1 σ' 1 - σ' 3, [kpa] ext int ε 1, [%] ext int ε 1, [%] Rys Porównanie charakterystyk naprężenie odkształcenie z badania w aparacie trójosiowym w warunkach bez odpływu (TXCIU) dla zewnętrznego i wewnętrznego pomiaru odkształceń (Jastrzębska, [74]): a) w pełnym zakresie odkształceń, b) w początkowym zakresie odkształceń (ε 1 =.1.4) Fig Comparison of stress strain characteristics from undrained tests using a triaxial apparatus (TXCIU) for external and internal strain measurement (Jastrzębska, [74]): a) in the full deformations range, b) in the initial deformations range (ε 1 =.1.4)

73 Aparatura i procedury badawcze 75 a) 35 b) 2 3 σ1-σ3, [kpa] σ1-σ3, [kpa] ext int ε 1, [%] ext int ε 1, [%] Rys Porównanie charakterystyk naprężenie odkształcenie z badania w aparacie trójosiowym w warunkach z odpływem (TXCID) dla zewnętrznego i wewnętrznego pomiaru odkształceń (Jastrzębska, [74]): a) w pełnym zakresie odkształceń, b) w początkowym zakresie odkształceń (ε 1 =.1.15) Fig Comparison of stress strain characteristics from drained tests using a triaxial apparatus (TXCID) for external and internal strain measurement (Jastrzębska, [74]): a) in the full deformations range, b) in the initial deformations range (ε 1 =.1.15) Dotychczas rozwinięto i udoskonalono na świecie kilkanaście metod takiego pomiaru (rysunek 4.8; Scholey i in., [121]), jednak nie wszystkie znalazły szerokie zastosowanie, choćby ze względu na ich koszt, skomplikowanie i specjalne wymagania. Więcej o takich systemach można znaleźć w pracach Burlanda i Symesa [17]; Claytona i Khatrusha, [18], [19]; Cole a, [2]; Heymanna i in., [46]; Holubeca i Finna, [52]; Morgane a i Moora, [13]; Scholey a i in., [121]. Wśród wielu rozwiązań prezentowanych na rysunku 4.8, do badań w ramach niniejszej pracy, wybrano bezkontaktowe czujniki zbliżeniowe. Zadecydowały o tym czynniki, uznawane przez autorkę za ich atuty, takie jak: duża dokładność pomiarowa, uniknięcie bezpośredniego zamocowania czujnika na próbce i wynikającego stąd dodatkowego obciążenia oraz przystępna cena. Bardziej szczegółowy opis zastosowanego systemu pomiarowego znajduje się w dalszej części obecnego rozdziału.

74 76 Rozdział 4 W świetle powyższych rozważań należałoby się jeszcze zastanowić, czy na pewno ten sposób pomiaru deformacji jest jedyny właściwy i niezbędny dla prawidłowego zinterpretowania wyników badań doświadczalnych oraz jak w tym kontekście wypadają, ostatnio bardzo preferowane, badania polowe (Jastrzębska, [74]). Próbę odpowiedzi na tak postawione pytanie podjęli autorzy zbioru publikacji pod redakcją Tatsuoki (Tatsuoka i in., [138]) powołując się na wybrane artykuły. Na podstawie przeanalizowanych danych doszli oni do wniosku, że jeśli ma się do czynienia z próbką wysokiej jakości oraz ujednolici się wpływ historii naprężenia, np. stosując konsolidację izotropową, krzywe naprężenie odkształcenie uzyskane z badań polowych i laboratoryjnych w sposób zadowalający pokrywają się, pod warunkiem zastosowania lokalnego pomiaru odkształceń (rys. 4.9: krzywa A) W przypadku zewnętrznego pomiaru deformacji, nawet mając do czynienia z próbką wysokiej jakości, uzyskuje się oszacowanie sztywności wyraźnie niższe od otrzymanego z badań polowych (rys. 4.9: krzywa B). SYSTEMY WEWNĘTRZNEGO POMIARU ODKSZTAŁCEŃ Cała próbka Lokalny (elektryczny) Promienie X (A, R) Zapis magnetowidowy (A, R) Kontaktowe Bezkontaktowe A odkształcenia osiowe R odkształcenia radialne Interferometr (A, R) Czujniki zblżeeniowe (A, R) Walcowe czujniki kondensatorow e (R) LVDT (A, R) Elastyczna opaska szczękowa (R) Inklinometr (A, R) Czujnik Halla (A, R) (LDT) Przetwornik przemieszczeń lokalnych (A) Rys Klasyfikacja systemów wewnętrznego pomiaru odkształceń próbek gruntu w aparatach trójosiowych (wg Scholey a i in., [121]) Fig Classification of internal measurement systems for soil specimens deformations in triaxial apparatuses (after Scholey et al., [121])

75 Aparatura i procedury badawcze 77 Podobna sytuacja zaistnieje w przypadku próbki o naruszonej strukturze, nawet jeśli w badaniach laboratoryjnych wykorzystany będzie wewnętrzny pomiar odkształceń (rys.4.9: krzywa C; Tatsuoka i in., [136]). W przypadku badania takiej próbki z zastosowaniem zewnętrznego pomiaru odkształceń osiowych, odchylenie krzywych naprężenie - odkształcenie, wyznaczonych z badań laboratoryjnych od uzyskanych w badaniach terenowych (in situ), jest jeszcze większe (rys. 4.9: krzywa D). Z kolei dla próbek mniej lub bardziej naruszonych przy zewnętrznym pomiarze przemieszczeń, krzywa naprężenie - odkształcenie otrzymana z badań laboratoryjnych będzie w sposób znaczący odbiegała od krzywej odzwierciedlającej badania polowe (rys. 4.9: krzywa E; Tatsuoka i Kohata, [135]). A Naprężenie C B D in situ B C D E A E Odkształcenie Rys Wykres zgodności krzywych naprężenie-odkształcenie uzyskanych z badań polowych i laboratoryjnych w aparacie trójosiowym TC (Tatsuoka i in., [138]): I próbka wysokiej jakości: krzywa A lokalny pomiar odkształceń; krzywa B zewnętrzny pomiar odkształceń; II próbka o naruszonej strukturze: krzywa C (Tatsuoka i in., [136]) lokalny pomiar odkształceń; krzywa D zewnętrzny pomiar odkształceń; krzywa E (Tatsuoka i Kohata, [135]) jednoosiowe ściskanie z zewnętrznym pomiarem odkształceń Fig Inconsistent stress-strain behaviour between laboratory (triaxial apparatus) and field experiments and between testing and field full-scale behaviour (Tatsuoka et al., [138]): I - a high-quality sample: A - local strain measurement; B external strain measurement; II a disturbed sample: C (Tatsuoka et al., [136])- local strain measurement; D - external strain measurement; E (Tatsuoka and Kohata, [135])- a unconfined compression test with external strain measurement W świetle tych rozważań można się pokusić o stwierdzenie, że jeżeli tylko wykorzysta się próbki wysokiej jakości oraz wewnętrzny pomiar odkształceń, wówczas uzyskane wyniki będą zgodne z wynikami, jakie otrzymano by z badań polowych. To usprawiedliwia rezygnację, w niektórych przypadkach, z badań in situ na korzyść np. wysokiej jakości badań trójosiowych. Oczywiście należy zwrócić

76 78 Rozdział 4 uwagę na fakt, że w badaniach polowych zakres mierzalnych odkształceń zaczyna się od około 2% i więcej. Z tego względu badania doświadczalne z lokalnym pomiarem deformacji na pewno stanowią konkurencję w stosunku do nich, choćby z uwagi na możliwość wyznaczenia maksymalnych i bliskich im, wartości modułów odkształcenia objętościowego i ścinania. Jednocześnie wyniki zaprezentowane na rysunku 4.9 dowodzą wyższości wewnętrznych systemów pomiarów odkształceń nad zewnętrznymi. Obecnie w Katedrze Geotechniki Politechniki Śląskiej, gdzie autorka wykonywała wszystkie swoje badania, pomiar małych odkształceń próbki gruntu realizowany jest przy użyciu bezkontaktowych czujników mikroprzemieszczeń, których rozdzielczość pomiarowa wynosi 1 mikron przy bardzo wysokiej powtarzalności i stabilności odczytów. Schemat takiego czujnika, firmy Kaman Instrumentation z USA, przedstawiono na rysunku 4.1. DŁUGOŚĆ TARCZKI: 1,5-2 ŚREDNIC CZUJNIKA CZUJNIK UKRYTY TARCZKA ALUMINIOWA Rys Schemat czujnika mikroprzemieszczeń Fig Scheme of proximity transducer Zasada pomiaru opiera się na zmianie natężenia pola prądów wirowych powodowanego przez przemieszczenie elementu aluminiowego w tym polu. Sztywny element aluminiowy jest przymocowany do próbki, co pozwala na rejestrację najmniejszych zmian jej położenia. W przypadku pomiaru odkształceń osiowych tarczki aluminiowe wbijane są w próbkę (w 1/3 i 2/3 wysokości próbki) za pomocą ostrych szpilek. Miejsce przebicia membrany zabezpieczane jest warstwą silikonu odpornego na działanie wysokich ciśnień. W celu pomiaru odkształceń radialnych sytuacja jest mniej skomplikowana. Tarczki aluminiowe są po prostu przyklejane do membrany na warstwie silikonu w połowie wysokości próbki. Odkształcenie radialne wyznaczane jest w tej sytuacji przez zmianę średnicy próbki.

77 Aparatura i procedury badawcze 79 Próby przeprowadzone w laboratorium w Gliwicach wykazały brak istotnego wpływu warstwy silikonu na mierzone odkształcenia (Hird i Yung, [51]). W każdym przypadku należy jednak zwracać bardzo dużą uwagę na zachowanie równoległości między elementem aluminiowym, a czujnikiem zbliżeniowym (Tatsuoka, [133]). Na rysunku 4.11 przedstawiono konfigurację pomiaru małych odkształceń za pomocą czujników bezkontaktowych. Schemat przedstawia układ, w którym możliwy jest pomiar zarówno odkształceń pionowych jak i poziomych. Układ taki wymaga sześciu czujników, których pozycjonowanie odbywa się wewnątrz komory. Każdy czujnik poprzez modulator/demodulator połączony jest z komputerem. V1 V2 H1 próbka H2 ho V3 V4 Rys Konfiguracja podstawowa układu sześciu czujników do pomiaru mikroodkształceń Fig Basic configuration of six sensors system for microdeformations measurements Wygląd ogólny układu sześciu czujników do pomiaru mikroodkształceń w kierunku pionowym i poziomym pokazano na rysunku 4.12.

78 8 Rozdział 4 Rys Aparat trójosiowy z możliwością lokalnego (wewnątrzkomorowego) pomiaru odkształceń próbki Fig Triaxial apparatus with a possibility of local (intracell) specimen deformations measurement 4.4. AUTOMATYCZNA REJESTRACJA DANYCH Podczas badania w tak zmodernizowanym aparacie mierzone są w sposób ciągły: ciśnienie wody w komorze σ 3, ciśnienie wody w porach gruntu u, wartość siły działającej na tłok P, zmiany objętości V na podstawie odcieku wody (zbieranego w objętościomierzu, rysunek 6.17) lub wewnętrznego pomiaru odkształceń, odkształcenie osiowe h i (pomiar wewnętrzny - h int lub zewnętrzny - h ext ) oraz promieniowe r i (pomiar wewnętrzny - r int ). Do rejestracji danych z badania wykorzystano program GeoPCL32 opracowany przez Geoteko Serwis Sp. z o.o. Program ten jest 32-bitową aplikacją dla systemu Windows 95, służącą do automatycznej rejestracji danych w definiowalnych ścieżkach pomiarowych, określających: liczbę pomiarów, odstęp czasowy między pomiarami oraz wybór poszczególnych kanałów. Maksymalny interwał między poszczególnymi pomiarami, zalecany przez Heada [43], [44], wynosi: 3 sekund w pierwszych 2 minutach badania, 1 minuta w następnych 4 minutach, 3 minuty w kolejnych 2 godzinach, 1 minut w dalszych 7

79 Aparatura i procedury badawcze 81 godzinach i.5 godziny w późniejszej części badania. Generalnie, autorka stosowała częstotliwość pomiaru nie rzadszą niż 5-1 sekund na początku badania, następnie co minut. Dodatkowo program GeoPCL32 umożliwia uśrednianie zadanej liczby pomiarów, w zakresie od 1 do 9, w celu poprawy dokładności. Wyniki pomiarów zapamiętywane są na dysku w trybie on-line (tzn. podczas wykonywania pomiarów), co zapobiega ich utracie w przypadku zaniku zasilania STANOWISKO BADAWCZE W KATEDRZE GEOTECHNIKI POLITECHNIKI ŚLĄSKIEJ Zasadnym podsumowaniem rozdziału 4 będzie pełna prezentacja zmodernizowanego stanowiska do badań trójosiowych w Katedrze Geotechniki Politechniki Śląskiej w Gliwicach. Zrealizowany w latach program zmian, objął: modernizację komory aparatu trójosiowego (rozdział 4.2), wprowadzenie układu do nasączania próbek metodą ciśnienia wyrównawczego (rozdział 6.3), elektroniczny pomiar odcieku wody (rozdział 6.4), zastosowanie wewnętrznego układu do pomiaru odkształceń próbki (rozdział 4.3), komputerową rejestrację danych (rozdział 4.4). W efekcie otrzymano stanowisko badawcze (rysunek 4.13) odpowiadające aktualnym standardom przodujących laboratoriów europejskich.

80 82 Rozdział 4 Rys Widok stanowiska do badań trójosiowych w Katedrze Geotechniki Politechniki Śląskiej Fig View of triaxial tests stand in the Chair of Geotechnics of the Silesian University of Technology

81 5. BADANY MATERIAŁ 5.1. UWAGI WSTĘPNE W rozdziale 4 omówione zostały wymagania stawiane badaniom elementowym w zakresie stosowanej aparatury. Ujęte w niniejszym rozdziale warunki odnoszą się do używanego w tych badaniach gruntu. Aspekt materiałowy obejmuje zagadnienia przerobionej i jednorodnej struktury gruntu oraz całkowitego nasycenia porów gruntu wodą PRZEROBIONA STRUKTURA GRUNTU Laboratoryjne badania mechaniczne gruntów spoistych prowadzone są na próbkach o strukturze nienaruszonej (NNS, intact ) lub przerobionej. W grupie tych drugich mowa jest o próbkach wykonanych z pasty gruntowej, a sposób ich realizacji powoduje rozróżnienie aż kilku rodzajów struktur: przerobionej (remoulded) i resedymentowanej (resedimented), zdefiniowanych przez Leroueila i in. [91] oraz rekonstytuowanej (reconstituted), wprowadzonej przez Burlanda [15]. Wybór rodzaju próbki uzależniony jest od celu jaki stawia przed sobą badacz. Badania na próbkach o nienaruszonej strukturze wykonywane są obecnie przede wszystkim w celu oszacowania parametrów reprezentujących historię obciążenia (OCR, K ) oraz innych, opisujących w ramach danego modelu wytrzymałość i odkształcalność elementów gruntowych rodzimego podłoża konkretnej, projektowanej lub modernizowanej budowli. Istnieją jednak pewne ograniczenia w stosowalności próbek typu NNS do badania właściwości zachowania się gruntów spoistych pod działaniem dowolnych obciążeń. O gruncie w takiej próbce mówi się, że jest gruntem z pamięcią. Oznacza to, że ma zakodowaną w pamięci historię obciążenia, obejmującą maksymalną wartość naprężenia efektywnego oraz jego zmiany, które następowały w gruntotwórczych procesach akumulacji i erozji, a także podczas operacji opróbowania, jeśli nie zostały wymazane przez cykle o większej amplitudzie.

82 84 Rozdział 5 Przykład anizotropii gruntu początkowo izotropowego, mającej wpływ na dalsze jego zachowanie, podany został m.in. przez Skemptona i Sowę [126] (rysunek 5.1). Rys Historia naprężenia efektywnego w próbkach NNS normalnie skonsolidowanego iłu Weald (na podstawie badań Skemptona i Sowy, [126]) Fig History of effective stress in nns specimens of normally consolidated Weald clay (based on Skempton and Sowa investigations, [126]) Realizacja dowolnego programu obciążania gruntu spoistego, nieobarczonego początkową historią, jest możliwa tylko w przypadku materiału o strukturze przerobionej. Mówiąc o strukturze przerobionej mamy na myśli dokładnie rozdrobnioną i wymieszaną pastę gruntową o konsystencji płynnej. Przeważająca większość podstawowych (modelotwórczych) badań elementowych gruntów spoistych wykonywana była w związku z tym na próbkach o strukturze przerobionej. Odrębnym zagadnieniem są techniczne problemy w zakładaniu próbek o konsystencji płynnej (Kowalska, [79]). Jedną z metod rozwiązujących je przedstawiła autorka w rozdziale 6.1 (Jastrzębska, [72]). W przypadku gruntów niespoistych sytuacja przedstawia się zgoła inaczej, prościej. Uzyskanie próbki NNS z zakodowaną historią obciążenia złoża jest praktycznie niemożliwe i wszystkie badania prowadzone są na materiale tworzonym od początku w danym urządzeniu do badań. Warto w tym miejscu zauważyć, że dowolny grunt o strukturze przerobionej może być rekonstytuowany do stanu in situ, przez poddawanie jego próbki naprężeniom dostatecznie wiernie odtwarzającym efekty procesów geologicznych w danym miejscu złoża. Jest to wówczas jedna z wielu możliwych ścieżek obciążania. Wyniki

83 Badany materiał 85 doświadczeń zachowania się gruntów o strukturze rekonstytuowanej i NNS (po rekonsolidacji) są w ogólności zbieżne (np. Burland, [15] Leroueil i in., [91] Leroueil i Vaughan, [92]) JEDNORODNOŚĆ STRUKTURY Postulat jednorodności struktury nabiera szczególnego znaczenia, gdy weźmie się pod uwagę z jak bardzo heterogenicznym materiałem ma się do czynienia. W celu wykrycia i opisania ważniejszych specyficznych prawidłowości makroskopowego zachowania się gruntu pod obciążeniem, należało wybierać jako reprezentatywne te z nich, które odznaczają się możliwie największą jednorodnością. Jako wzorzec zachowania się gruntów spoistych stosowany jest przede wszystkim kaolin. Odegrał on podstawową rolę w tworzeniu eksperymentalnej bazy mechaniki stanu krytycznego (Houlsby i in., [54]; Roscoe i Poorooshasb, [113]; Roscoe i in., [114]; Wroth i Loudon, [152]), a także np. modeli nieliniowo przyrostowych (Flavigny i Rojas, [29]; Kuntsche, [81]). Kaolin jest najczęściej gruntem średnio spoistym lub spoistym zwięzłym, i poza jednorodnością, ma niewątpliwą przewagę nad iłami: czas badania jest znacznie krótszy. Z tego samego względu odpowiednim materiałem są inne grunty średnio spoiste (Gens i Potts, [3]). Dzięki temu bardzo dobrze nadają się do celów kalibracji modeli, natomiast niespecjalnie do ich weryfikacji. Tutaj z kolei znajdują zastosowanie iły (Yu i Axelsson, [154]). Dowodzi tego szereg badań przeprowadzonych na próbkach naturalnych iłów z różnych miejsc kuli ziemskiej. W literaturze najczęściej pojawia się ił Londyński (Atkinson i in., [7]; Bishop i Henkel, [12]; Henkel, [45]; Jardine i in., [68]), a w dalszej kolejności iły: Weald (np. Henkel, [45]; Parry, [14]; Skempton i Sowa, [126]); Błękitny Bostoński (np. Jamiolkowski i in., [61]; Ladd i in., [85]) i cały szereg innych. Jako wzorzec zachowania się gruntów niespoistych wybierane są zwykle średnie lub drobne, równoziarniste piaski rzeczne. W literaturze prezentowane są badania piasku z rzeki Fuji (np. Ishihara, [57]; Ishihara i in., [58]; Tatsuoka i Ishihara, [134]) oraz piasków Leighton Buzzard (Wood i Budhu, [151]); Monterey (Lade i Duncan, [87], [88]), Fontainebleau (Habib i Luong, [39]; Luong, [99]), Hostun RF (Flavigny i in., [28]) i cały szereg innych.

84 86 Rozdział IDENTYFIKACJA MATERIAŁU W świetle dotychczasowych rozważań do badań wytypowano glinkę kaolinową sprowadzoną z Fabryki Porcelitu w Tułowicach (Jastrzębska, [72]). Podjęcie takiej decyzji spowodowane było brakiem występowania na terenie Śląska gruntów na tyle jednorodnych, by spełniały wymagania stawiane materiałom służącym do badań modelowych. Parametry identyfikujące grunt zebrano w tablicy 5.1. Skład mineralogiczny został zastrzeżony przez Producenta, natomiast krzywą uziarnienia na podstawie badania areometrycznego przedstawiono w załączniku Z.1 na rysunku Z.1.1. Wartości parametrów fizycznych i klasyfikacyjnych kaolinu z Tułowic Tablica 5.1 Gęstość właściwa G s t/m Naturalna wilgotność w n % 2.7 Granica płynności w L % 42.2 Granica plastyczności w p % 2. Wskaźnik plastyczności I p % 22.2 Stopień plastyczności I L -.3 Współczynnik Skemptona A Wskaźnik porowatości e Naprężenie prekonsolidacji p co kpa 8 Współczynnik konsolidacji c vi m 2 /rok Czas do zakończ. konsolidacji t 1 min Zawartość frakcji iłowej f i % Zawartość frakcji pyłowej f π % Efektywna wartość spójności c kpa 1.7 Efektywna wartość kąta tarcia wewnętrznego φ 25 Współczynnik Poissona ν -.85 Wartość naprężenia prekonsolidacji oszacowano na podstawie wyników wieloetapowej konsolidacji izotropowej w aparacie trójosiowym, zinterpretowanych jako wykres zmienności wskaźnika porowatości w funkcji naprężenia normalnego w skali półlogarytmicznej (rysunek Z.1.2). Dodatkowo wyznaczono p co w standardowym badaniu obciążania, odciążania i następnie wtórnego obciążania w edometrze (rysunek Z.1.3).

85 6. PRZYGOTOWANIE PRÓBEK DO BADAŃ TRÓJOSIOWYCH 6.1. WPŁYW WYBRANYCH CZYNNIKÓW NA WIARYGODNOŚĆ OTRZYMYWANYCH WYNIKÓW Na podstawie opisu aparatury przedstawionego w poprzednich podrozdziałach wyraźnie widać, że standardy dotyczące aparatu trójosiowego mogą się znacznie różnić między sobą. Badania komercyjne zasadniczo nie wymagają specjalnych zabiegów zwiększających ich dokładność. Jednakże w doświadczeniach wykonywanych w celach naukowych, konieczne jest przeprowadzenie pewnych analiz, które umożliwią pełną kontrolę nad prowadzonym eksperymentem. Na rysunku 6.1 przedstawiono zagadnienia, które są istotne z punktu widzenia określenia charakterystyki naprężenie - odkształcenie. Wśród nich za najistotniejsze uznano kryteria związane z nasączaniem gruntów, dokładnością pomiaru wskaźnika porowatości oraz jednorodnością stanu naprężenia i odkształcenia. Spełnienie tego ostatniego zależy w dużej mierze od metody przygotowania próbki, jej smukłości oraz zmniejszenia tarcia na jej końcach poprzez wprowadzenie tzw. lubryfikacji (Lade i Wasif, [89]; Lam i Tatsuoka, [9]). Wytyczne dotyczące wzajemnej korelacji pomiędzy wysokością początkową próbki H, a jej średnicą początkową D oscylują w granicach H = 2D, przy czym polskie wytyczne zalecają H =2 2.5D, a na przykład francuskie normy H = D. Smukłość próbki ma niebagatelne znaczenie zwłaszcza w przypadku, gdy nie są spełnione warunki zmniejszające tarcie na jej końcach. Można zauważyć, że próbka o relacji H = 2D bez lubryfikacji zachowuje się podobnie jak próbka o relacji H = D z lubryfikacją, przy czym grubość warstwy poślizgowej zasadniczo nie ma znaczenia.

86 88 Rozdział 6 ZAGADNIENIA ISTOTNE Z PUNKTU WIDZENIA DOKŁADNOŚCI BADAŃ Kryteria nasączania gruntów Dokładność pomiaru wskaźnika porowatości Jednorodność rozkładu naprężeń i odkształceń smukłość próbki zmniejszenie tarcia na końcach próbki zmiany wskaźnika porowatości podczas wstępnego nasączania (konieczność wewnętrznego pomiaru odkształceń próbki) korekta ze względu na penetrację membrany (zwłaszcza grunty niespoiste) Rys Identyfikacja zagadnień eksperymentalnych istotnych z punktu widzenia dokładności badań (Lipiński i in., [94]) Fig Identification of experimental issues significant from the point of view of tests accuracy (Lipiński et al., [94]) Na rysunku 6.2 przedstawiono wyniki ścinania czterech próbek gruntu niespoistego, dla których warunki początkowe zestawiono w tablicy 6.1. Należy zwrócić uwagę na to, że czynnikami zmiennymi były tylko smukłość próbek oraz sposób ich lubryfikacji. Rezultaty badań, zaprezentowane na rysunku 6.2 (Roy i Lo, [115]), dowodzą, że starannie przygotowane próbki (a więc odpowiednio uformowane i nasycone) o H = 2D zapewniają wiarygodne wyniki mimo braku lubryfikacji. Wniosek ten jest cenny z uwagi na to, że wszystkie badania przeprowadzone na potrzeby niniejszej pracy, zostały wykonane bez zastosowania lubryfikacji. Ze względu na to, że cała procedura badawcza autorki związana była z gruntami spoistymi, w dalszej części pominięto zagadnienia związane z dokładnością pomiaru wskaźnika porowatości z uwagi na penetrację membrany. Z kolei problematyka zmiany wskaźnika porowatości w trakcie nasączania próbek została szczegółowo opisana w rozdziale 6.3. Więcej uwagi poświęcono jedynie nasączaniu gruntów jako jednemu z najistotniejszych elementów przygotowującego próbki gruntu do badania.

87 Przygotowanie próbek do trójosiowego ściskania 89 Nr badania Tablica Warunki początkowe dla czterech próbek z gruntu niespoistego (Roy i Lo, [115]) Wartość H / D mm / 71 mm (2:1) 2 71 mm / 71 mm (1:1) 3 71 mm / 71 mm (1:1) 4 71 mm / 71 mm (1:1) Warunki na końcach próbki Końce bez lubryfikacji Końce bez lubryfikacji Końce z cieńką lubryfikacją (.635 mm) Końce z grubą lubryfikacją (1.27 mm) Wskaźnik. porow. pocz. (Względna gęstość).58 (D 1 = 75%).581 (D 1 = 75%).581 (D 1 = 75%).581 (D 1 = 75%) Ciśnienie wody w kloszu Sposób przygotowania próbki 5 kpa Suche usypywanie 5 kpa Suche usypywanie 5 kpa Suche usypywanie 5 kpa Suche usypywanie Rys Wyniki badań ścinania w aparacie trójosiowym czterech próbek gruntu niespoistego o różnej smukłości i sposobie lubryfikacji (Roy i Lo, [115]) Fig Results of shear tests in a triaxial compression apparatus for four non-cohesive soil specimens of varying slenderness ratio and lubrication method (Roy and Lo, [115])

88 9 Rozdział PRZYGOTOWANIE I WSTĘPNA KONSOLIDACJA PASTY We wszystkich przypadkach próbki do badań trójosiowych wykonywano na paście gruntowej o wilgotności w 5%, co stanowi około 1.2w L. Tak przygotowaną pastę gruntową wlewano do perforowanej formy z pleksi, wyłożonej koszulką gumową i paskami bibuły, po czym konsolidowano przy naprężeniu izotropowym równym 8 kpa. Przyjęte minimalne wartości wstępnego naprężenia konsolidującego podyktowane zostały uzyskaniem w efekcie końcowym próbki w takim stanie, aby było możliwe wycięcie z niej próbki właściwej bez obawy utraty jej kształtu w trakcie przygotowywania i zakładania do komory badawczej. Kolejne etapy wykonywania przedstawiono na rysunkach Ostatecznie w każdym przypadku otrzymano próbki właściwe o średnicy około 5 mm i stosunku H/D równym około 2. Przed nałożeniem membrany gumowej zastosowano jeszcze drenaż opaskowy, który wraz z kamieniem porowym wbudowanym w podstawę i kopułkę aparatu trójosiowego, w sposób znaczący ułatwiał odpływ wody z próbki. Po montażu czujników do wewnętrznego pomiaru odkształceń nałożono klosz komory, do którego wlano wodę i przystąpiono do nasycania próbki. Rys Przygotowanie formy do badań Fig Mould preparation for tests Rys Nakładanie pasty gruntowej Fig Soil paste application Rys Próbka gotowa do wstępnej konsolidacji Fig Specimen ready for initial consolidation

89 Przygotowanie próbek do trójosiowego ściskania 91 Rys Wstępna konsolidacja Fig Initial consolidation Rys Wygląd próbki po wstępnej konsolidacji Fig Specimen view after initial consolidation Rys Wycinanie próbki właściwej Fig Cutting the proper specimen Rys Przycinanie próbki do właściwej długości Fig Trimming the specimen to proper length Rys Montaż próbki w komorze Fig Specimen installation in the cell 6.3. NASYCANIE PRÓBEK Uwagi wstępne Etap przygotowania próbki często jest pomijany we wszelkiego rodzaju publikacjach, jako mało istotny z punktu widzenia późniejszej oceny parametrów.

90 92 Rozdział 6 Wynika to w dużej mierze z niedoceniania błędów, jakie się popełnia w tym przypadku. W standardowych badaniach, ze względu na obecność powietrza w porach gruntu podczas rekonstrukcji próbki i jej wstępnego nasączania, nie ma żadnej kontroli nad jej objętością, a przez to również nad wskaźnikiem porowatości. Taką kontrolę można uzyskać przez zastosowanie wewnątrzkomorowego systemu do pomiaru odkształceń próbki. System taki umożliwia monitorowanie zmian objętości próbki na każdym etapie jej przygotowania. Jastrzębska [72], podobnie jak Lipiński i in. [94], [96], zetknęli się z nietypowym zachowaniem próbki gruntu w trakcie nasączania. Owa nietypowość polegała na zmianie objętości próbki w trakcie przeprowadzanego procesu, mimo że wartość ciśnienia wyrównawczego pozostawała bez zmian. Pomiary przeprowadzone przez Lipińskiego i in. [94], [96], podczas monotonicznych badań trójosiowych, na czterech rodzajach gruntu wykazały, że w trakcie takich procesów jak: napełnianie komory wodą, zmiany ssania na parcie, przepuszczania dwutlenku węgla przez próbkę oraz nasączania próbek pojawiają się odkształcenia objętościowe gruntu, które są tym większe im drobniejszy jest grunt. Zjawisko to można wytłumaczyć ciśnieniem kapilarnym, które jest związane z wymiarami kanalików w szkielecie gruntowym. Całość zagadnienia nabiera istotnego znaczenia, gdy weźmie się pod uwagę fakt, że w warunkach laboratoryjnych, w przypadku pełnego nasycenia próbki, jej aktualną objętość można obliczyć na podstawie zewnętrznych pomiarów odpływu wody. Jednakże doświadczenia wykazały, że ten sposób pomiaru nie jest miarodajny (właściwie niemożliwy) na etapie nasączania Znaczenie pełnego nasycenia gruntu przy wyznaczaniu parametrów mechanicznych Procedura badania próbek gruntu w aparacie trójosiowym zakłada, że podczas konsolidacji i ścinania próbki, stopień nasycenia gruntu S r wynosi 1. Spełnienie warunku pełnego nasycenia daje możliwość kontroli warunków brzegowych w trakcie badania ze względu na stan naprężenia. Znajomość zadawanych wartości naprężeń

91 Przygotowanie próbek do trójosiowego ściskania 93 całkowitych σ oraz wiarygodnych wartości ciśnienia wody w porach gruntu u w pełni pozwala wykorzystać zasadę naprężeń efektywnych Terzaghiego wg wzoru (6.1): σ' = σ u (6.1) gdzie: σ - naprężenie efektywne, σ - naprężenie całkowite, u - ciśnienie wody w porach gruntu. Fakt ten pozornie oczywisty, zdaje się być niedostrzegany przez zdecydowaną większość laboratoriów krajowych zarówno komercyjnych jak i naukowych, gdzie powszechną praktyką jest brak nasączania próbek lub w najlepszym przypadku przepuszczanie przez nie wody w sposób grawitacyjny. Najczęściej stosowanym kryterium znajomości naprężeń efektywnych jest sam fakt mierzenia ciśnienia wody w porach gruntu przy użyciu przetwornika podłączonego do próbki. Oczywiście takie podejście nie zapewnia pełnego nasycenia gruntu i nie gwarantuje uzyskania wiarygodnej reakcji na obciążenie w warunkach bez odpływu. Biorąc pod uwagę, że wszystkie zmiany jakie zachodzą w gruncie są wynikiem zmiany naprężeń efektywnych, w pierwszej kolejności, należałoby zidentyfikować czynniki, które w procesie badania gruntu mogą mieć wpływ na wartość naprężenia efektywnego. Hight i Leroueil [49] przeprowadzili taką analizę czynników i na jej podstawie stwierdzili, że wszystkie źródła potencjalnego przeszacowania naprężenia efektywnego związane są z niepełnym nasyceniem gruntu. Stanowi to bardzo istotną przesłankę do zastosowania oprócz nasączania grawitacyjnego, tzw. nasycania metodą ciśnienia wyrównawczego back pressure. Wynika to z faktu, że procedura przepuszczania wody przez próbkę przed badaniem jedynie w niewielkim stopniu zwiększa stopień nasycenia S r, zwłaszcza w gruntach zawierających dużo części drobnych, takich jak pyły, gliny czy iły (Jastrzębska, [72]) Metoda ciśnienia wyrównawczego Całkowite nasączenie próbki możliwe jest przy zastosowaniu metody ciśnienia wyrównawczego (back pressure). W Polsce często stosowano terminy ciśnienie

92 94 Rozdział 6 wsteczne lub przeciwciśnienie będące próbą tłumaczenia wprost terminu angielskiego, bez próby zrozumienia podstaw tej metody. Wydaje się, że termin ciśnienie wyrównawcze konsekwentnie wprowadzany przez Lipińskiego od lat 9- tych jest semantycznie poprawny i godny upowszechniania. Metoda ciśnienia wyrównawczego opiera się na prawie Boyle'a, dotyczącym ściśliwości płynów, oraz na prawie Henry'ego, opisującym zjawisko rozpuszczania gazów w wodzie przy wysokich ciśnieniach i polega na jednoczesnym podnoszeniu wielkości ciśnienia wody w próbce gruntu i w komorze aparatu trójosiowego, co pozwala na rozpuszczenie się pęcherzyków gazu w wodzie, w porach próbki gruntu i przewodach łączących. Główną zasadą i zaletą tej metody jest stała wartość naprężenia efektywnego działającego na próbkę podczas jej nasączania. Metoda ta umożliwia sprawdzenie stopnia nasączenia próbki na każdym etapie podnoszenia ciśnienia. Kontrola stopnia nasycenia próbki opiera się na wyznaczeniu reakcji ciśnienia wody w porach gruntu na przyrost naprężeń całkowitych i wykorzystuje równanie Skemptona, (Skempton, [125]) w postaci (6.2): u = B σ + A( σ )] (6.2) [ 3 1 σ 3 gdzie: u - przyrost ciśnienia wody w porach gruntu, A i B - parametry w równaniu Skemptona, σ 1, σ 3 - przyrosty składowych naprężenia, odpowiednio pionowej i poziomej. Przy izotropowym stanie naprężenia stopień nasycenia porów gruntu wodą w tej metodzie ocenia się na podstawie parametru B, który bardzo dobrze koreluje z wartością S r. Przed zwiększeniem ciśnienia w kolejnych etapach sprawdza się wielkość parametru Skemptona B. Przyrosty ciśnienia można zwiększać po upewnieniu się, że parametr B wzrasta. W trakcie etapowego nasączania próbki nie powinno wystąpić żadne odkształcenie próbki, gdyż wartość naprężenia efektywnego nie powinna się zmieniać. Na rysunku 6.11 podano typową krzywą opisującą zależność. Kształt tej krzywej uzależniony jest od rodzaju gruntu oraz od historii jego obciążenia i dlatego taka sama

93 Przygotowanie próbek do trójosiowego ściskania 95 wartość parametru B może oznaczać pełne nasycenie gruntów silnie prekonsolidowanych lub tylko 9% pełnego nasycenia dla gruntu normalnie skonsolidowanego. Stanowi to dowód na konieczność równoczesnego stosowania nasączania grawitacyjnego oraz metody ciśnienia wyrównawczego na etapie przygotowywania próbki do badania. B, [-] Stopień nasycenia Sr, [-] Rys Typowa zależność pomiędzy współczynnikiem Skemptona B i stopniem nasycenia S r Fig Typical relationship between Skempton B coefficient and degree of saturation S r Procedura nasycania próbek uwagi ogólne Nasączanie gruntu ma na celu wyeliminowanie powietrza zawartego w porach próbki gruntu i zastąpienie go wodą podawaną z naczyń przelewowych. W tym celu wskazane jest, aby woda, którą napełnia się górne naczynie (rysunek 6.12) była odpowietrzona. Służy do tego pompa próżniowa. Poprzez wytworzenie w niej podciśnienia redukuje się zawartość rozpuszczonego w wodzie powietrza (rysunek 6.12). Kolejnym krokiem jest odpowietrzenie przewodów, którymi woda z naczyń przelewowych będzie dostarczana do próbki. Działania te eliminują wprowadzanie nowych pęcherzyków powietrza do próbki. Po odpowietrzeniu całego układu można przystąpić do nasączania gruntu. Na rysunku 6.13 pokazano schemat układu do nasączania próbek metodą ciśnienia wyrównawczego, natomiast na rysunku 6.14 układ stosowanych w laboratorium naczyń przelewowych do zadawania ciśnienia wyrównawczego.

94 96 Rozdział 6 Rys Układ do odpowietrzania wody wraz z naczyniem górnym do back pressure Fig Water outgassing system including top back pressure vessel Z REGULATORA CIŚNIENIA WYRÓWNAWCZEGO POWIETRZE WODA BALON GUMOWY WODA DÓŁ PRÓBKI GÓRA PRÓBKI CIŚNIENIE WYMUSZAJĄCE RUCH WODY Rys Schemat połączenia naczyń przelewowych do nasączania próbek metodą ciśnienia wyrównawczego (back pressure) Fig Connection diagram of overflow vessels for specimens saturation using the back pressure method Wcześniej na rysunku 4.13 zaprezentowano kompletne stanowisko do badania w aparacie trójosiowym, przy wykorzystaniu którego realizuje się nasączanie gruntu metodą ciśnienia wyrównawczego.

95 Przygotowanie próbek do trójosiowego ściskania 97 Rys Układ naczyń przelewowych: górne i dolne wraz z tablicą sterującą Fig Overflow vessels system: top and bottom with control panel Realizacja metody ciśnienia wyrównawczego polega na wywieraniu takiego samego ciśnienia na górną i dolną powierzchnię przekroju próbki, poprzez zamknięty układ naczyń przelewowych. W metodzie tej występują dwa obiegi ciśnienia: zadawane ciśnienie wyrównawcze i ciśnienia grawitacyjne. Ciśnienie grawitacyjne powstaje wskutek różnicy poziomów górnego naczynia i dołu próbki. Do górnego naczynia dociera ustawione na tablicy sterującej ciśnienie powietrza i tu za pośrednictwem gumowego balonu zostaje ono zamienione na ciśnienie wody. Woda z górnego naczynia podawana jest od dołu próbki, a następnie do naczynia dolnego, połączonego z górą próbki, tworząc w ten sposób obieg zamknięty. Ciśnienie dostarczanej wody jest sumą ciśnienia zadawanego i grawitacyjnego. Pierwszym krokiem nasączania jest ustalenie wartości naprężenia efektywnego, przy którym realizowany będzie ten etap przygotowania badania gruntu. Wielkość tego naprężenia powinna być dobierana w taki sposób, aby uniemożliwić pęcznienie gruntu, tzn. zadane naprężenie powinno być wyższe od ciśnienia pęcznienia. W przypadku gruntu wykorzystanego do badań wartość naprężeń efektywnych

96 98 Rozdział 6 wynosiła około 15 kpa. Nasączanie gruntu metodą ciśnienia wyrównawczego powinno być prowadzone przy izotropowym stanie naprężenia i przy stałym naprężeniu efektywnym. Brak zmiany naprężenia efektywnego gwarantuje niezmienność wymiarów próbki Nasycanie próbek tok postępowania Pierwszy etap nasączania przeprowadzono przy przepływie wody z gradientem około 2. Etap ten polega na grawitacyjnym przepuszczeniu wody przez próbkę, jednakże nie gwarantuje on całkowitego wypełnienia porów gruntu wodą, które można osiągnąć tylko przy zastosowaniu metody ciśnienia wyrównawczego. Nasączanie metodą ciśnienia wyrównawczego realizuje się etapowo, ponieważ konieczne jest utrzymywanie stałej wartości naprężenia efektywnego. Ciśnienie wyrównawcze i ciśnienie w komorze zwiększano równocześnie w taki sposób, aby izotropowe naprężenie efektywne w próbce nie zmieniało się. Schemat przebiegu procesu nasączania z zachowaniem stałego naprężenia efektywnego zilustrowano na rysunku Przykładowo dla naprężenia efektywnego 15kPa, przy kolejnych stopniach podwyższania ciśnienia w komorze 3kPa, 6kPa i 1kPa, ciśnienie wyrównawcze wynosiło odpowiednio 45kPa, 75kPa i 115kPa. Należy pamiętać, że ciśnienie wyrównawcze dostarczane jest do górnej i dolnej powierzchni próbki, natomiast aby to ciśnienie wyrównało się na całej powierzchni próbki potrzebny jest pewien okres czasu uzależniony od rodzaju i stanu gruntu. Pierwsze próby autorki, widoczne na rysunku 6.16, mimo teoretycznego przygotowania do zadania, nie przyniosły oczekiwanych rezultatów (B.8). Dopiero zmiana procedury polegająca na zmniejszeniu wartości początkowych przyrostów ciśnienia wody w komorze oraz wydłużeniu czasu ich zadawania, spowodowała zdecydowaną poprawę jakości nawadniania metodą back pressure. Rzeczywiście ogromne znaczenie ma tutaj każdorazowo, z jakiego rodzaju gruntem ma się do czynienia i w jakim stanie się on znajduje. Należy jeszcze zwrócić uwagę na fakt, że pierwszy stopień przyrostu ciśnienia wody w komorze musi być wyższy od ciśnienia pęcznienia danego gruntu. Kaolin z jakim autorka miała do czynienia nie wykazywał

97 Przygotowanie próbek do trójosiowego ściskania 99 pęcznienia, co najprawdopodobniej spowodowane było dodatkiem do masy gruntowej specjalnych środków zapobiegających takiemu zjawisku. Należy pamiętać, że był to materiał sprowadzony z fabryki porcelitu. Po każdym etapie nasączania przeprowadza się kontrolę stanu nasączenia poprzez określenie wartości parametru B ze wzoru Skemptona. Oznaczenie polega na zwiększeniu ciśnienia w komorze σ c (przy spełnieniu warunku σ h = σ c ) o niewielką wartość σ c i pomiarze wynikającego z tego przyrostu ciśnienia wody w porach gruntu u. W wykonanych badaniach nasączanie próbek kończono po osiągnięciu ustalonej wartości ciśnienia wyrównawczego, wynoszącego odpowiednio 35kPa lub 45kPa, co jednocześnie gwarantowało wysokie wartości parametru Skemptona B (.95.99, tabela 7.1). Ostatni krok przyrostu ciśnienia wyrównawczego wyznacza ciśnienie, przy którym odbywa się konsolidacja próbki. Należy podkreślić, że konsolidacja próbki następuje w obecności ciśnienia wyrównawczego. σ' = σ - u ciśnienie w komorze σ ciśnienie. naprężenie efektywne w próbce σ' w trakcie nasączania ciśnienie wyrównawcze u ciśnienie Rys Realizacja zasady stałej wartości naprężeń efektywnych w metodzie ciśnienia wyrównawczego (back pressure) Fig Implementation of effective stresses constant value in the back pressure method

98 1 Rozdział 6 Seria 1 - seria 2 - seria 3 - seria 4 B u, [kpa] Rys Wartości parametru Skemptona B uzyskiwane w miarę doskonalenia warsztatu narzędziowego (Jastrzębska, [72]) Fig Skempton B parameter values obtained with progressing improvement of the instrumentation (Jastrzębska, [72]) 6.4. KONSOLIDACJA WŁAŚCIWA W komorze zmodyfikowanej dzięki sztywnemu połączeniu kopułki z tłoczyskiem można jednoznacznie określić powierzchnię styku między nimi, co umożliwia dobór naprężenia pionowego zgodnego z zamierzeniami. Pomiary zmian objętości próbek podczas konsolidacji w aparacie trójosiowym prowadzone były dwiema metodami. Pierwsza z nich polegała na pomiarze objętości usuwanej z próbek wody (pomiar zewnętrzny - external). Natomiast druga na podstawie bezpośrednich pomiarów zmian wysokości i średnicy próbki (pomiar wewnętrzny - internal). Pomiar zewnętrzny odbywał się za pomocą urządzenia zwanego objętościomierzem (rysunek 6.17), firmy Wykeham Farrance. Woda wypływająca z próbki zbierana była w specjalnym naczyniu z trzpieniem, zmieniającym swoje położenie w zależności od ilości wody. Ruch trzpienia rejestrowany był przez przymocowaną do niego ruchomą końcówkę czujnika. Natomiast pomiar wewnętrzny możliwy był dzięki zastosowaniu wewnętrznych czujników do mikroprzemieszczeń (rysunek 4.12).

99 Przygotowanie próbek do trójosiowego ściskania 11 Zasadniczo prowadzono dwa rodzaje konsolidacji: izotropową bez odciążenia (próbki normalnie skonsolidowane) oraz izotropową z odciążeniem (próbki prekonsolidowane). Rys Objętościomierz ( volume change ) firmy Wykeham Farrance Fig Wykeham Farrance volumeter ( volume change ) Po zakończeniu nasączania próbek rozpoczęto ich izotropową konsolidację przy następujących wartościach p c : 29 kpa w badaniu nr 12-6, 114 kpa w badaniach nr 12-3b, (12-3g) (12-3i), około 31 kpa w badaniach nr 12-2, 12-2a, 12-2b, 12-3, 12-3a, (12-3c) (12-3f), 12-4, 12-5 (13-1) (13-6), 358 kpa w badaniu nr 12-7, 414 kpa w badaniach nr 12-8a i 12-8b, 421 kpa w badaniu nr 12-9a. W dalszej kolejności następujące próbki odciążono do wartości ciśnienia efektywnego p wynoszącego: 21 kpa w badaniu nr 12-5, około 114 kpa w badaniach nr 12-3a oraz (12-3c) (12-3f), około 11 kpa w badaniach nr 12-3, 13-2, 13-4 i 13-6, 41 kpa w badaniu nr 12-9a,