Text
А. И. ПРУДЕН
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ СВАИ
С ГРУНТОВЫМ ЯДРОМ
А. И. ПРУДЕНТОВ, канд. техн, наук
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ СВАИ
С ГРУНТОВЫМ ЯДРОМ
Изд. 2-е, переработанное и дополненное
Издательство литературы по строительству. Ленинград • 1971
УДК 624.154.3
3-2-11 121-71
Научный редактор — д-р техн, наук проф. В. И. П е т р а ш е Н'Ь
В книге приводятся подробные сведения о конструкции, методах погружения и о работе в грунте железобетонных свай диаметром до 1,6—2,0 м с грунтовым ядром. Дается оценка технико-экономической эффективности их применения, рассматриваются многочисленные примеры использования этих свай в жилищном (включая высотные здания), промышленном и, главным образом, в морском гидротехническом строительстве. На основе обширных экпериментальных работ и практики строительства предложены методы расчета несущей способности свай с грунтовым ядром на вертикальную нагрузку. Изложены методы расчета свай на трещиностойкость при изгибе и от распора грунтового ядра, а также метод расчета свай на действие горизонтальной и комбинированной нагрузок.
Книга предназначена для инженеров и техников, работающих в области проектирования и строительства фундаментов зданий и сооружений.
Александр Иванович Прудентов
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ СВАИ С ГРУНТОВЫМ ЯДРОМ
Стройиздат, Ленинградское отделение Ленинград, пл. Островского, 6
Редактор издательства Л. В. Ассовская Технический редактор О. В. Сперанская Корректор И. И. Кудревич
Сдано в набор 1/XII 1970 г. Подписано к печати 29/VII 1971 г. М-26429. Формат бумаги 60X90‘/ie № 3. 5,0 бум. л., 10,0 печ. л., 10.51 уч.-изд. л. Изд. J4 1202-Л. Тираж 6000 экз. Заказ 72. Цена 53 коп.
Сортавальская книжная типография Управления по печати при Совете Министров КАССР Сортавала, Карельская, 42
ВВЕДЕНИЕ
В настоящее время в строительстве наблюдается тенденция к повышению нагрузок на основания. Все более широкое распространение получают высотные здания. Промышленные и гидротехнические сооружения проектируются часто с весьма большими нагрузками на опоры. Для передачи нагрузок от зданий и сооружений на грунт нужны сваи с высокой несущей способностью. Сплошные железобетонные сваи квадратного сечения с Их малой несущей способностью, большим расходом стали, трудоемкостью производства работ не удовлетворяют современным требованиям; фундаменты из них оказываются дорогими и усложняют конструкцию верхнего строения.
В целях удешевления свайных оснований за счет уменьшения количества свай и усовершенствования их конструкции строители перешли к круглым полым сваям больших диаметров, обеспечивающим высокую несущую способность, малый вес, большую жесткость на изгиб и удобство их индустриального изготовления методом центрифугирования, вибрирования или радиального уплотнения (гидропрессования).
Железобетонные круглые полые сваи были впервые применены около 60 лет назад. С тех пор они широко используются как за рубежом (США, Англия, Франция, КНР и др.), так и в СССР. В Советском Союзе железобетонные сваи-оболочки чаще всего применяются для мостовых опор (диаметром до 2—4 м и более), причальных сооружений (диаметром 1,2— 1,6 м и более), в жилищном строительстве (диаметром 0,6—а 1,2, в перспективе 1,6 м, рис. 1). Сравнительно редко они используются для фундаментов промышленных сооружений. Особенно широкое распространение трубчатые сваи получили за последние 10 лет в морском портовом строительстве (рис. 2).
При постройке, мостовых опор применяются или сваи, закрытые снизу (диаметром до 60 см), заполняемые после погружения бетоном, или открытые снизу сваи-оболочки больших диаметров, при погружении которых грунт из внутренней полости удаляется, а затем заменяется бетоном.
з
Необходимость заполнения бетоном внутренней полости свай мостовых опор вызывается большими нагрузками, для передачи которых прочность стенок свай-оболочек оказывается недостаточной, а также опасностью повреждения стенок ледоходом.
Для повышения грузоподъемности свай-оболочек по грунту строители вынуждены во многих случаях уширять их подошву путем камуфлетирования или механическим путем. В некоторых случаях применяют завинчивающиеся сваи-оболочки.
Рис. 1. Гостиница «Интурист» в Таллине (снимок с макета) с 22-этажной высотной частью на сваях диаметром 1200 мм с грунтовым ядром
Эти типы мостовых свай, несмотря на высокую стоимость, •благодаря своей большой несущей способности оказались значительно экономичнее кессонов и опускных колодцев, которым они пришли на смену.
По сравнению с основаниями мостовых опор из обычных сплошных железобетонных, стальных трубчатых и деревянных свай основания из свай-оболочек также оказываются экономичнее, поскольку в этом случае передача больших вертикальных нагрузок на ограниченную площадь решается очень просто.
В жилищном, промышленном и гидротехническом строительстве применение свай мостового типа нерационально, так как для свайных фундаментов жилых домов, промышленных и гидротехнических сооружений не требуется столь сосредоточенной передачи нагрузок, как при постройке мостов. По
4
этому такие весьма трудоемкие работы, как удаление грунта из внутренней полости свай, подводное бетонирование, каму-флетирование и др., допустимые при погружении небольшого количества тяжелых свай, при массовом строительстве неприемлемы. Требуются сваи дешевые и простые по своей конструкции, облегчающие производство работ и вместе с тем способные принять достаточно большие нагрузки.
Всем этим требованиям удовлетворяют железобетонные трубчатые сваи наружным диаметром от 600 до 2000 мм
а)
б)
Рис. 2. Причал на железобетонных сваях диаметром 1200 мм с грунтовым ядром
а — план; б — поперечный разрез; /—сборные железобетонные плиты; 2 — железобетонные сваи
5
с грунтовым ядром, погружаемые с открытым нижним концом, как правило, без удаления грунта, проникающего в полость свай. Откачка воды и удаление разжиженного грунта из полости сваи оказываются необходимыми только при большой глубине воды в месте погружения, когда возникает опасность разрыва стенок гидравлическим ударом (см. гл. П, п. 4).
В таких сваях с ножом, скошенным внутрь, погружаемых низкочастотным вибратором, при опирании на пески средней плотности или тугопластичные глинистые грунты образуется чрезвычайно плотное грунтовое ядро, участвующее наравне со стенками в передаче нагрузки по подошве сваи. При этом под подошвой сваи создается уплотненная зона грунта значительного объема; являющаяся как бы уширенным основанием сваи. Лобовое сопротивление свай (сопротивление по подошве) возрастает пропорционально квадрату их диаметра, а боковое сопротивление — пропорционально первой степени диаметра.
Поэтому переход к сваям большого диаметра значительно повышает долю лобового сопротивления в общем сопротивлении сваи. При опирании на песчаный или тугопластичный глинистый грунт свая начинает работать как свая-стойка в условиях близких к тем, которые для обычных сплошных свай возможны только при опирании на скалу.
Погрузить сваю большого диаметра, закрытую снизу, невозможно, а выемка грунта из ее полости с целью заполнения бетоном исключает уплотнение грунта под подошвой сваи при вибропогружении и, наоборот, приводит к разупрочнению естественного грунта.
В отличие от этого сваи с грунтовым ядром погружаются достаточно легко, преодолевая в основном только лобовое сопротивление стенок, так как боковое сопротивление при вибрировании почти полностью снимается. Вместе с тем вибропогружение приводит к чрезвычайно сильному уплотнению песчаного грунта в ядре и под подошвой сваи, в результате чего свая-и работает как свая-стойка, опертая на скалу, передавая основную долю нагрузки подошвой и давая весьма малые осадки, преимущественно упругие.
Несущая способность таких свай по грунту приближается к максимально допустимой по прочности материала стенок, составляя на одну сваю от 200 до 1000 т и более.
Применение свай с грунтовым ядром позволяет значительно упростить и ускорить строительство. Они могут успешно конкурировать как с обычными массивными фундаментами (при малой глубине погружения), так и с опускными колодцами или сваями других типов при значительной толще слабых грунтов. Одна полая свая большого диаметра способна
6
заменить целый куст обычных сплошных свай зачастую со значительным уменьшением глубины погружения.
Удельная несущая способность свай с грунтовым ядром при благоприятных грунтовых условиях достигает 200 т на 1 л/3 железобетона.
Величина осадок свай с грунтовым ядром при надлежащей их конструкции и правильном ведении работ, как показывает опыт, очень мала и является допустимой для зданий и сооружений самого различного назначения. Увеличения осадок во времени не наблюдается. Это подтверждается опытом эксплуатации сооружений как на сваях, опертых на пески (опыт в течение 10 лет, количество свай — тысячи штук), так и на сваях, погруженных в мягкопластичные глины (три сооружения с опытом эксплуатации 14, 11 и 8 лет).
Возможность создания компактных свайных опор под большие нагрузки во многих случаях при проектировании позволяет упростить конструкцию верхнего строения и дает возможность перейти к типовым проектам фундаментов. Производство работ с такими сваями, как установлено опытом погружения тысяч свай большого диаметра и длины, при правильной организации скорее и проще, чем с обычными сваями квадратного сечения, а трудоемкость примерно в 2 раза ниже.
Изучение железобетонных свай с грунтовым ядром в течение многих лет входит'в состав важнейшей тематики Госстроя СССР. Успешное внедрение этого нового перспективного типа свай во все области строительства должно сопровождаться дальнейшим их изучением и усовершенствованием.
Книга, предлагаемая вниманию читателей, является вторым, переработанным и дополненным, изданием книги, выпущенной в 1959 г. под названием «Железобетонные полые сборные сваи».
Настоящая книга написана -на основе исследовательских и производственно-экспериментальных работ (выполнявшихся с 1955 по 1963 г. под руководством автора во ВНИИГСе и на ряде строительств), а также опыта проектирования и строительства, проводившегося в т,е же и последующие годы следующими организациями: Ленинградским отделением Гипрорыбпрома, Союзморниипроектом, Ленморниипро-ектом, МНИИТЭПом, Гидропроектом, лабораторией вибраторов ЛИИЖТа, Эстонпроектом, Ленгипротрансмостом, трестами Балтморгидрострой, Ленмостострой, Мостострой 5.
Автор весьма благодарен коллективам и руководителям всех указанных организаций, предоставившим ему для использования свои материалы.
ГЛАВА I
КОНСТРУКЦИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ СВАЙ С ГРУНТОВЫМ ЯДРОМ
1. Классификация полых железобетонных свай и краткая историческая справка
Железобетонные полые сваи могут быть трех типов:
1. Закрытые снизу с заполнением полости после погружения бетоном либо грунтом или без заполнения.
2. Открытые снизу, погружаемые с выемкой грунта и заполняемые после погружения бетоном (сваи мостового типа).
3. Сваи с грунтовым ядром, открытые снизу, погружаемые без выемки грунта из полости сваи.
Полые сваи первого типа применяются при малых диаметрах, и их несущая способность определяется так же, как для сплошных свай того же диаметра.
Полые сваи второго типа подробно освещены в литературе о мостах.
По условиям работы в грунте такие сваи похожи на опускные колодцы. Недостатком их является трудоемкость извлечения грунта из полости сваи и происходящее при этом разупрочнение естественного грунта под подошвой.
Наиболее эффективным типом свай для массового жилищного, промышленного и гидротехнического строительства являются сваи с грунтовым ядром. Использование их позволяет резко сократить стоимость, трудозатраты и длительность возведения фундаментов. Эти сваи представляют особый интерес еще и потому, что являются новыми в мировой строительной практике, получившими распространение в недавнее время, и информация о них в литературе недостаточна, а иногда и неправильна.
За рубежом первые опыты с такими сваями были произведены американской фирмой Raymond Concrete Pile Со на озере Маракайбо в Венесуэле в 1953 г. Эти опыты имели целью сравнить несущую способность железобетонных полых свай диаметром 900 мм (36"), закрытых и открытых снизу, погруженных в плотные глины. Оказалось, что грузоподъемность свай с грунтовым ядром и свай, закрытых снизу заглушкой, была примерно одинакова [1].
8
Особенности работы грунтового ядра ib американских опытах не изучались.
В том же году той же фирмой на озере Понтчартрейн были организованы опыты по забивке свай диаметров 1372 мм (54") с последующим испытанием статической нагрузкой, доведенной до 420 т (трехкратная расчетная нагрузка). В последующие годы проводились и другие эксперименты [2]. Известны также опыты с моделями свай с грунтовым ядром, выполненные в Венгерской Народной Республике под руководством члена-корреспондента Венгерской Академии наук д-ра К. Сечи в период времени с 1957 по 1960 г. Проф. К. Сечи пришел к выводу, что несущая способность свай с грунтовым ядром не меньше, чем свай, закрытых снизу [3].
Практическое применение трубчатых железобетонных свай с грунтовым ядром в США впервые было осуществлено упомянутой выше фирмой Raymond Concrete Pile Со в 1955— 1956 гг. при постройке моста через озеро Понтчартрейн, где было погружено 5 тыс. свай диаметром 1372 мм с грунтовым ядром под расчетную нагрузку 140 т [4, 5].
В СССР сваи с грунтовым ядром известны уже около 20 лет. Сначала это были стальные трубы, примененные д-ром техн, наук А. А. Луга при постройке моста через р. Дунай у Белграда [6]. Затем автор предложил трубчатые железобетонные сваи с грунтовым ядром, причем первые опыты с ними были организованы на Адмиралтейском заводе в Ленинграде в 1951 г. [7].
Систематические широкие исследования свай были начаты в 1955 г. во ВНИИГСе. Этому институту Госстроем СССР была поручена разработка соответствующей темы. Работы выполнялись под руководством автора с 1955 по 1963 г., результаты исследований были опубликованы во многих докладах и в печатных трудах*.
Говоря об исследованиях по этой теме, необходимо отметить опыты канд. техн, наук Е. М. Перлея и инж. А. М. Рукав-цова, описанные ими в журнальных статьях [8, 9], где была дана отрицательная оцейка эффективности грунтового ядра в обеспечении несущей способности свай. Насколько известно, это единственный случай, когда при экспериментах получились отрицательные результаты работоспособности грунтового ядра.
Указанные работы были подробно разобраны нами в сборнике «Основания, фундаменты, подземные сооружения», изданном в 1967 г. [7]. Не повторяя сказанного там, отметим только, что испытания свай статической нагрузкой производи
* Работа автора по теме «Железобетонные полые сборные сваи с грунтовым ядром» была зарегистрирована в 1958 г. Комитетом по делам изобретений и открытий при Совете Министров СССР. Удостоверение № 10762.
9
лись Е. М. Перлеем и А. М. Рукавцовым не по стандартной методике, зафиксированной в утвержденных ГОСТах и ТУ, а по произвольному «форсированному» методу с остановкой на каждой ступени общей продолжительностью 30 мин. Это обстоятельство, а также некоторые другие допущенные ошибки привели авторов к неверным выводам.
К настоящему времени обширная пятнадцатилетняя практика строительства сооружений на сваях с грунтовым ядром, притом большей частью на сваях значительного диаметра (1200—1600 мм). в самых разнообразных грунтах не только доказала всю необоснованность возражений против использования грунтового ядра для передачи нагрузок на основание, но и показала, какие исключительно благоприятные перспективы открывает применение нового типа свай для возведения самых разнообразных сооружений.
2. Сваи с прутковой арматурой
В СССР применяются различные конструкции трубчатых свай, отличающиеся размерами, формой, закладными частями и армированием^ В зависимости от общей длины свая может состоять из нескольких секций длиной от 2 до 8 м и более: головной секции с верхним стальным венцом, приспособленным для крепления вибратора, и нижним стыковым венцом, промежуточных секций со стальными стыковыми венцами и нижней секции со стыковым венцом наверху и ножом внизу. Нож имеет троякое назначение: защищать тонкие стенки сваи от повреждения при погружении, воспринимать основную долю распора грунтового ядра и регулировать формирование ядра.
Для выяснения влияния формы ножа на формирование грунтового ядра и несущую способность сваи автором еще в 1956 г. были проведены во ВНИИГСе опыты по вдавливанию в песчаный грунт половинок деревянных свай диаметром 100 мм. прижатых плоскостью продольного диаметрального разреза к стеклу грунтового лотка. Нагрузка передавалась с помощью рычага, к которому подвешивались грузы. Форма и размеры испытанных свай, а также средние результаты 14 опытов представлены на рис. 3.
Последующие опыты с цельными стальными и железобетонными сваями полунатурного масштаба диаметром соответственно 275 и 400 мм дали количественно аналогичные результаты, хотя показали не столь сильное различие несущей способности при ножах различного типа. Все опыты и испытания свай в натуре, как и следовало ожидать, подтверждают, что в грунтах, способных к уплотнению, наивысшую несущую способность свай обеспечивает нож, скошенный внутрь, а наи-
10
низшую — скошенный наружу. Поэтому, как правило, должен применяться нож первого типа. Нож, скошенный во внешнюю сторону, целесообразен и используется на практике только в тех случаях, когда необходимо облегчить прохождение слоев песчаного грунта и погрузить сваю на значительную глубину для обеспечения ее достаточного сопротивления горизонтальным нагрузкамг
Рис. 3. Сопротивление свай с ножами различной формы по опытам автора в грунтовом лотке (1956 г.)
На рис. 4 изображена конструкция свай, предложенная автором в 1956 г. для нагрузок 100—150 т (сваи малой грузоподъемности). Сваи изготовлялись на ленинградском заводе «Баррикада» (гл. III, п. 2). Их характеристика приводится ниже:
расход бетона марки 300 на 1 звено вл/3.. 0,78 расход арматуры на 1 м3 бетона в кг . . . 78,7 вес стыкового венца в кг...............16,7
вес ножевого венца в кг...............17,1
полный расход стали на 1 м3 бетона в кг . .122 процент армирования....................0,5
Продольная арматура рассматриваемых свай крепится к закладным кольцам электросваркой. После соединения звеньев сваркой стальные части стыковых венцов с наружной стороны покрываются битумом с мешковиной и асфальтобе: тоном, можно также впадины около венцов заполнить
Рис. 4. Конструкция свай под нагрузку 100—150 г, разработанная автором (1955 г.)
а — общий вид и разрез звена сваи; б — деталь стыка звеньев; в — конструкция ножа; /— продольная арматура класса А-Ц, 6012 мм; 2 —спираль а 6, шаг 100 мм, по концам звена — 50 мм; 3 — стыковой венец сечением 80X8; 4 — кольцевая диафрагма сечением 40X5; 5 — кольцо Q20 мм; 6 — треугольные радиальные ребра 35x5 (6 штук); 7 —прокладка асбестовая толщиной 3 мм; 8 — сварка звеньев встык со скосом кромок 4X6 мм; 9 — ножевое кольцо 100X10; 10 — коническая оболочка ножа толщиной 5 мм; 11 — радиальные диафрагмы ножа толщиной 5 мм, к которым приварена продольная арматура
Рис. 5. Конструкция свай, принятая Ленгипрорыбпромом а—общий вид н разрез звена; б — деталь стыка звеньев; в — конструкция ножа;: / — продольная арматура класса А-П, 16016 мм; 2 —спираль 0 6 мм, шаг 100 мм, по концам звена 50 мм; 3 —стыковой венец сечением 100X10; 4 — внутренняя кольцевая диафрагма венца сечением 55X6 мм; 5 —внешняя кольцевая диафрагма сечением 32X6 мм; 6 — треугольные радиальные ребра 55X6 (16 штук на венец); 7 — анкеры 16 Q 6 мм; 8 — асбестовая прокладка толщиной 3 мм; 9 — сварка встык со скосом кромок 5X7 мм; /0 — ножевое кольцо сечением 140X10; // — коническая оболочка ножа толщиной 5 мм; 12—внутреннее кольцо сечением 50X5; /3 — радиальные диафрагмы ножа толщиной 5 мм, к которым приварена продольная арматура
бетоном по стальной сетке. В пределах подводных участков и в местах воздействия волн поверхность сваи покрывается битумом.
Для крепления вибратора к вертикальной стенке стыкового венца привариваются шпильки с резьбой, шаг которых соответствует шагу отверстий в наголовнике вибратора.
На рис. 5 представлена конструкция сваи наружным диаметром 1200 мм, средней грузоподъемностью 400—500 т, принятая Ленгипрорыбпромом по рекомендации автора. Изготовление свай производится трестом Балтморгидрострой в Риге (гл. III, п. 4). Их характеристика приводится ниже:
расход бетона марки 400 на 1 звено в м2 . .1,70 расход арматуры на 1 м2 бетона в кг . . 106 вес стыкового венца в кг................41,3
вес ножевого венца в кг...............70,0
полный расход стали на 1 м2 бетона в кг . . 171,4 4 процент армирования.................... 0,9
Эти сваи отличаются от свай, изображенных на рис. 4, большей толщиной железобетонных стенок (100 мм) и стыкового венца (10 мм), а также более мощной конструкцией
ножа.
В целях повышения прочности сваи под нагрузкой и в процессе погружения целесообразно повысить толщину стенок сваи до 12 см и толщину вертикального стального листа до 12 мм.
На рис. 6 показан нож усиленной конструкции для сваи диаметром 1200 мм. Расход стали составляет 327 кг. Усиленная конструкция ножа применялась при экспериментальных работах Гидропроекта при расчетной нагрузке на сваю 600 т.
В гидротехническом строительстве проектными организациями системы Союзморнии-
проекта в качестве основного элемента типовых причальных сооружений принята трубчатая свая диаметром 1600 мм с толщиной стенок 120—150 мм, с предварительно напряженной арматурой при нормальной длине звеньев 8,0 м.
Рис. 6. Нож усиленной конструкции для свай диаметром 1200 мм
1 — стальная оболочка толщиной 8‘ мм\ 2 — коническая ножевая оболочка толщиной 5 мм\ 3 — кольцо сечением 50X5; 4 — диафрагмы толщиной 5 мм; 5 — продольная арматура, приваливаемая к диафрагмам; 6 — спираль 0 6 мм
14
Таблица 1
Расход стали на 1 м3 бетона сваи конструкции Союзморниипроекта
Тип звена по нормали Ленморниипроекта
Т-НВ-8-12/16............................... . .
Т-НВ-8-12/18 ...............................
Т-НВ-8-12/20.............'.....................
Т-НВ-8-12/22...................................
Т-НВ-8-12/25...................................
Вес арматуры в кг Вес закладных частей в кг
A-I А-П A-IV
56 8 82 47
56 8 100 47
56 8 119 47
56 8 150 47
56 8 186 47
Продольная арматура свай предусмотрена различного диаметра — 16, 18, 20, 22 и 25 мм, вследствие чего и содержание металла на 1 м3 бетона также различно (табл. 1). Принимается бетон марки БГТ-400 (Р-27, В-8)*.
Закладные детали при толщине стенки 12 см весят (в кг):
верхний венец............... 82
стыковой..................... 125
ножевой...................... 130
Объем бетона на 1 звено длиной 8 м составляет 4,4 At3, вес звена равен 11,9 т.
Из рис. 7, 8 видно, что конструкция стальных венцов свай Союзморниипроекта в связи с напряженным армированием отличается от конструкции свай, изображенных на рис. 4, 5.
Внутренний скос ножа отсутствует, но при погружении его заменяет грунт, забитый в угол между кольцами и ребрами. Вес закладных колец и продольной арматуры больше, чем у свай по рис. 4, 5.
Полный расход стали и бетона для свай различных диаметров и длины приведен ниже (см. табл. 10).
Сваи конструкции Союзморнииипроекта изготовляются трестом Балтморгидрострой и другими организациями Мин-трансстроя.
Помимо приведенных типов трубчатых свай в массовом строительстве применяются также сваи мостового типа, конструкция которых разработана проектным институтом Лен-гипротрансмост в 1960 г.
* БГТ —бетон гидротехнический по ГОСТ 4795—68;
Р—27 — величина временного сопротивления осевому растяжению в кг/см2-,
В-8 — водонепроницаемость при давлении воды в кг!см2.
15
Продольная арматура, предварительно напряженная или •обычная, крепится к закладным кольцам болтами, с помощью которых производится и соединение звеньев. На рис. 9 показана конструкция ножа, а на рис. 10 — стыкового кольца. Вес закладных колец дан в табл. 2. Фактически расход стали на ножи больше, так как нож соединяется со стенками сваи через стыковое кольцо.
По А А
Рис. 7. Стыковой венец сваи диаметром 1600 мм конструкции Союз-морниипроекта
а — разрез и план венца; б — деталь сварки звеньев; 1 — торцевое кольцо 6 = 14 мм; 2 — стыковое кольцо 6=14 мм; 3 — защитное кольцо 6=10 мм; 4 — радиальные ребра для приварки арматуры; 5 — продольная напрягаемая арматура периодического профиля; 6 — приваренные стыковой сваркой утолщенные концы с резьбой для натяжения арматуры на форму с приваркой к 2 и 4
и последующей обрезкой; 7 — сварка встык; 8 — защитный бетон по сетке
Таблица 2
Вес закладных колец свай мостового типа
Закладное кольцо Вес в кг при диаметре сваи в м
0,4 0,6 1 1,6 2
Ножевое 29 50 96 160 198
Стыковое 37 73 178 333 380
16
Сваи Ленгипротрансмоста изготовляются заводами железобетонных изделий Министерства транспортного строительства.
Обратим внимание на то, что многочисленные случаи появления и раскрытия в стенках свай продольных трещин при погружении их в воду вибратором при большой глубине воды
По /ГД Ф1360
ф1600
Узел 1 По 5-5
01Ь6О ф 1360
Рис. 8. Ножевой венец сваи диаметром 1600 мм конструкции Союзморниипроекта. Утолщенные концы напрягаемой продольной арматуры проходят через отверстия венца между ребрами и привариваются к ним после натяжения на форму с последующей обрезкой
17
По А-А
Вг—- ЛовЛ
Пп б*б
Рис. 9.
Ножевой веиец конструкции моста (1960 г.)
Ленгипротранс-
q-g оу
Рис. 10. Стыковой венец конструкции Ленгипротрансмоста
(гл. IL 4, п. 2) свидетельствует о целесообразности, помимо прочих мероприятий, усиления поперечного армирования сваи спиралью диаметром 8 мм и постановкой колец диаметром 20 мм из стали класса А-П. Против появления продольных трещин внизу сваи в зоне распора грунтового ядра при больших нагрузках на сваю и малых отказах при вибропогружении необходимо применение ножа усиленной конструкции (рис. 6).
3. Сваи с предварительно напряженной проволочной арматурой
Натяжение арматуры производится двумя способами: после бетонирования стенок сваи или до бетонирования.
В США фирмой Raymond Concrete Pile Со при постройке моста через озеро Понтчартрейн (1955 г.) были весьма успешно применены сваи с последующим натяжением арматуры. Они имели диаметр 1370 мм и состояли из секций длиной 4,9 и 2,45 м, стянутых арматурными пучками. Общая длина свай доходила до 29 м. Секции свай изготовлялись способом центрифугирования. При бетонировании в стенках секций было оставлено по 12 каналов для пропуска пучков высокопрочной проволоки. Пучки состояли каждый из 12 проволок диаметром 4,9 мм с пределом прочности 17 000 кг!см2. Торцевые поверхности соединяемых секций предварительно покрывали клеящим составом. Натяжение арматурных пучков до напряжения 10 500 кг!см2 производили попарно 36-тонным домкратом Фрейсине. Этот способ позволил до минимума сократить расход стали; в сваях моста через озеро Понтчартрейн этот расход составлял всего 80 кг на 1 м? железобетона [4, 5].
Существенным недостатком рассмотренного метода является необходимость инъецирования цементного раствора в каналы, через которые проходят пучки напряженной проволоки.
Качество работ по инъецированию трудно контролировать, а неплотное заполнение каналов в сваях может вызвать коррозию арматурных пучков
Изготовление каналов для пропуска пучков арматуры и протаскивание пучков при сборке свай являются трудоемкими операциями. При натяжении пучков трудно обеспечить равномерное натяжение отдельных проволок. Кроме того, при способе последующего натяжения арматуры свая на заводе или полигоне собирается сразу на полную длину, что вызывает в последующем затруднения при транспортировке и погружении.
19
10000
Рис. 11. Конструкция полых напряженно армированных свай диаметром 1000 мм с проволочной арматурой, предложенная автором
а — продольный разрез звена; б—арматура с венцами; в — поперечный разрез; г — деталь стыкового или головного венца; д — деталь ножа; е — колок (план, фасад, вид сбоку); / — продольная арматура; 2 — спираль 0 5 мм, шаг 150; 3 — стальное кольцо сечением 120X12; 4 —колок (36 шт.); 5 — кольцевая диафрагма;
6 — ребра жесткости; 7 — наружное кольцо ножа; 8— кольцо ножа в виде усеченного конуса; 9— кольцевой зуб для захвата колец и натяжения арматуры
Автором была предложена конструкция предварительна напряженных свай с натяжением проволок до бетонирования, показанная на рис. 11.
При этой конструкции за счет некоторого дополнительного расхода металла на концевые венцы, служащие для анкеровки продольной арматуры на специальные колки, достигается надежное обеспечение хорошего качества работ на всех стадиях технологического процесса при сохранении преимуществ сборности.
Армирование сваи в продольном направлении производится высокопрочной проволокой периодического профиля диаметром 5 мм с нормативным сопротивлением на разрыв 15000 кг!см2 (ГОСТ 8480—63). Расстояние между отдельными проволоками, обусловленное расположением колков на стальных венцах, принято равным 4 см для всех диаметров свай. Проволока навивается на колки с помощью специального станка челночного типа, после чего производится ее одновременное натяжение на стальной сердечник гидродомкратами. Для спирали используется ненапряженная гладкая арматура диаметром 5 мм с шагом 15 см. Длина звеньев напряженно армированных свай для промышленного строительства может быть принята до 10 м при применении металлического-сжимающегося вкладыша и до 15—20 м для х гидротехнического строительства при изготовлении способом гидропрессования. Соединение звеньев осуществляется электросваркой.
Учитывая условия производства работ и эксплуатации, напряженно армированные сваи рассматриваемого типа рекомендуется изготовлять диаметром порядка 1000—1500 мм. Экспериментальный станок, созданный для таких свай, описан в первом издании книги [10]. Он был разработан ЦКБ Мин-монтажспецстроя и изготовлен на ленинградском Механическом заводе этого министерства.
4. Соединение сваи с ростверком и заполнение полости свай
Конструкция сопряжения свай с ростверком обычно решается проектной организацией.' Для примера приведем рис. 12, на котором изображено соединение сваи с ростверком в двух вариантах, выполненное Эстонпроектом для высотной гостиницы «Интурист» в Таллине (рис. 1). Расчетная нагрузка на сваю составляет 400 т.
Не касаясь свай мостового типа, погружаемых с удалением грунта из полости и заполнением ее после погружения бетоном, отметим некоторые особенности свай с грунтовым ядром, которые необходимо иметь в виду при использовании этих свай на практике.
2Ь
При ноже, скошенном внутрь, и при погружении низкочастотным вибратором в песчаные грунты средней плотности или глинистые тугопластичные грунты грунтовое ядро имеет малую высоту. Верхняя часть полости сваи остается пустой. Возникает вопрос, следует ли эту пустоту заполнять и чем.
Рис. 12. Детали соединения сваи с ростверком, принятые Эстон-проектом для гостиницы «Интурист»
а, б — варианты; / — железобетонный ростверк; 2 — щебеночное основание; 3 — свая; 4 — стальные коротыши 020 мм (26 шт.), приваренные к стыковому венцу; 5 — бетонное заполнение марки 200; 6 — арматура класса А-П, 100 40 мм; 7 — класса A-I, 90 14 мм; 8 — бетон такой же марки, как и ростверк
Как правило, полость сваи заполнять не требуется, если последняя не будет подвергаться вредным воздействиям в эксплуатации (в первую очередь действию мороза). Если же грунтовые воды на стройплощадке стоят высоко и полость заполнена водой до ростверка, то возможно замерзание воды в свае и повреждение стенок. В этом случае необходимо полость сваи сверх грунтового ядра на глубину промерзания заполнить смесью песка с мазутом или просто песком. При этом надо иметь в виду, что благодаря большой теплопроводности железобетонных стенок глубина промерзания в свае больше, чем в открытом грунте. Но если поверхность воды находится на значительном расстоянии от ростверка и известно, что она выше не поднимается, то полость можно не заполнять, так как вода при замерзании имеет возможность расширяться, не повреждая сваи [11].
Известной осторожности требуют работы по погружению трубчатых свай в мягкопластичные глинистые грунты и некоторые супеси. В этих грунтах грунтовое ядро может иметь высоту, равную глубине погружения и даже более. Если верх сваи обнажен котлованом, то пучинистый грунт внутри сваи замерзает и, расширяясь, может разрушить или повредить ее
22
стенки. В этом случае необходимо пучинистый грунт ядра удалить сразу после погружения на возможную глубину промерзания и вместо него насыпать песок с мазутом или просто песок (см. описание опыта Эстонпроекта, гл. III, п. 2).
Имелись случаи разрушения трубчатых свай и причальных сооружений на водохранилищах. При сработке водохранилища гидростанций горизонт воды внутри сваи может оказаться выше горизонта водохранилища. Вода и грунт в полости сваи могут замерзнуть сразу на большую высоту и повредить стенки. Во избежание этого полость сваи в зоне промерзания следует заполнять смесью песка с мазутом. Полезными могут оказаться небольшие подводные отверстия в стенках, обеспечивающие выравнивание горизонтов воды внутри и снаружи сваи. Такое решение следовало бы проверить опытом.
5. Выбор основных размеров свай
Изготовление полых железобетонных свай может быть организовано на заводах или полигонах. Производство в заводских условиях требует стандартизации изделий с минимальным количеством типоразмеров. Поэтому представляется целесообразным высказать некоторые замечания о выборе основных размеров железобетонных полых свай.
Диаметр свай и толщина их стенок определяются соответственно требуемой грузоподъемности свай с учетом того, будет ли свая заполняться бетоном или нет. Если свая погружается с выемкой грунта из полости и после погружения заполняется бетоном, то толщина стенок свай может быть минимальной, так как напряжения в стенках при погружении, с удалением грунта из полости бывают невелики, а после погружения и заполнения бетоном свая будет работать на сжатие полным сечением. Ниже приведены толщины стенок свай-оболочек, применимых для мостовых опор:
Наружный диаметр в м . . 0,4 0,6 1,0 !.6 2,0 2,4 3,0 4,0
Толщина стенок в см ... 8 10 12 12 12 12 12 14
Длина звеньев в м 8—12 8—12 8—12 6—ю|б—10 6—10 6—8 6—8
Стенки свай с грунтовым ядром при погружении низкочастотным вибратором при малых отказах в конце погружения испытывают высокие напряжения, близкие к тем, которые имеют место при предельной нагрузке по грунту. Поэтому при назначении толщины стенок надо учитывать их прочность на сжатие, причем следует исходить из возможной нормативной
23.
нагрузки, равной —(будет иметь место при статических испытаниях и может встретиться в конце погружения). Например, критическая нагрузка по грунту для сваи, испытанной на строительстве гостиницы «Интурист» в Таллине (рис. 1), составила 800 т, а напряжение на сжатие бетона с учетом продольной арматуры (3%) было равно примерно 170 кг/см2. что соответствует расчетному сопротивлению бетона марки 400.
Таким образом, условие прочности при критической вертикальной нагрузке может служить критерием для назначения толщины стенок. Но толщина стенок сваи должна быть стандартизована, так как она связана с определенным размером технологического оборудования и стальных закладных частей. В настоящее время на практике применяются сваи с грунтовым ядром, толщина стенок которых указана ниже:
Наружный диаметр в м
0,66 0,78 1,0011,00 1,20 1,20 1,60
1,60
Толщина стенок в см
7 8 8 10 10 12 12 15
Длина звеньев свай для уменьшения расхода стали на стыки и сокращения трудоемкости стыкования должна быть возможно больше, но ограничивается технологическими возможностями завода, способом транспортировки и погружения свай в грунт. Чем длиннее звенья свай, тем меньше потребуется стыков, следовательно, упростится производство работ, но для погружения их потребуется более тяжелое оборудование.
В гидротехническом строительстве наиболее распространены звенья длиной 8 и 4 м для свай диаметром 1200 и 1600 мм. В жилищном строительстве применяются звенья длиной 6 м для свай диаметром 660 и 780 мм, 8 и 4 м для свай диаметром 1200 мм. Короткие звенья свай также в некотором минимальном количестве должны иметься в запасе, так как могут быть использованы для наращивания свай в конце погружения.
ГЛАВА II
ПОГРУЖЕНИЕ ПОЛЫХ СВАЙ
/. Ударное погружение
Погружение железобетонных трубчатых свай часто производится молотом одиночного действия, молотом двойного действия или дизель-молотом. Недостатками всех этих методов, ударного погружения являются бесполезное расходование большей части энергии на неупругий удар, вероятность разрушения стенок сваи и медленность погружения.
При забивке молотом одиночного действия тонкостенных железобетонных полых свай в их стенках возникают высокие напряжения переменного знака, которые часто вызывают разрушение голов свай, появление трещин и выкалывание бетона. По опытным данным, даже в сплошных сваях при забивке молотом растягивающие напряжения в бетоне достигают 40—60 кг/см2 [12], что значительно превышает сопротивление бетона растяжению. Головы сплошных свай под. ударом молота часто разбиваются. Опасность разрушения полых свай,, закрытых снизу, особенно велика, так как отношение объема вытесняемого грунта к площади сечения бетона здесь больше,, чем у сплошных свай. При забивке открытых снизу полых свай в песчаные или тугопластичные и полутвердые глинистые грунты разрушение стенок также почти неизбежно.
Для защиты голов свай при забивке применяют специальные наголовники различной конструкции, которые несколько смягчают удар молота. Иногда для сохранности головы свая наверху делаетёя сплошной. Для обеспечения прочности стенок на растяжение от упругой волны при погружении забивкой полые сваи часто выполняют с предварительно напряженной арматурой, хотя это усложняет и удорожает их производство. Помимо этого, при погружении полых свай забивкой обычно принимают специальные меры для облегчения их погружения. К таким мероприятиям относятся подмыв грунта для закрытых снизу полых свай и размыв грунта внутри свай, если она погружается открытой снизу. Способы производства работ по погружению с подмывом полых закрытых снизу свай не отличаются от методов, применяемых при погружении
25
сплошных свай. Подмыв осуществляется через внутреннюю полость. С этой целью в наголовнике делаются специальные вырезы для пропуска труб, выводимых через башмак [13]. Удаление грунта из полости' открытых снизу свай производится с помощью эрлифта или гидроэлеватора [13]. Ввиду того, что несущая способность сваи при обработке грунта водой во время погружения резко снижается, приходится при приближении конца сваи к проектной отметке производить до-бивку без подмыва и размыва, чтобы тем самым, хотя бы в некоторой степени, восстановить ее несущую способность по грунту.
Полые сваи, открытые снизу и погруженные с удалением грунта из полости размывом, необходимо заполнять бетоном. Это значительно усложняет строительные работы. Производство работ по забивке молотом одиночного действия усложняется также громоздкостью высоких свайных копров и прочего сваебойного оборудования (котел или компрессор, лебедки, насосы, шланги и пр.), малой его производительностью и трудностью перемещения по строительной площадке.
Резюмируя сказанное, можно сделать вывод, что метод погружения полых железобетонных свай способом забивки молотом одиночного действия не может быть признан целесообразным. Применение его допускается только в отдельных случаях при отсутствии другого более совершенного сваепогружающего оборудования и наличии предварительно напряжённых трубчатых свай небольшого диаметра («примерно до 800 мм).
Помимо молотов одиночного действия, в СССР и особенно за рубежом погружение всех типов железобетонных полых свай часто производится молотами двойного действия — агрегатами, в которых давление пара или сжатого воздуха автоматически переключается с одной стороны бойка на другую. Корпус молота двойного действия остается неподвижным на голове сваи, а ударная его часть — боек движется внутри корпуса. Пар или сжатый воздух не только поднимает боек, но и дополнительно воздействует на него, когда под действием силы тяжести боек падает вниз. По сравнению с молотом одиночного действия энергия одного удара молота двойного действия значительно меньше, но число ударов в минуту вследствие автоматического паро- или воздухораспределения значительно больше (у тяжелых молотов до 80—90 ударов в минуту). Минутная работа молотов двойного действия всегда больше минутной работы молотов одиночного действия.
Благодаря большому числу ударов в минуту, не таких сильных и потому не таких опасных для стенок сваи, как при работе молота одиночного действия, происходит как бы непрерывное вдавливание сваи в грунт. Этот способ для стенок
полых свай значительно безопаснее предыдущего. Но основной недостаток забивки — удар по тонким железобетонным стенкам — сохраняется и здесь, поэтому при молотах двойного действия, так же как и при молотах одиночного действия, необходима защита головы сваи специальным наголовником^ и повышение прочности стенок на растяжение путем предварительно напряженного армирования, утолщения стенок и пр.
Подмыв и размыв грунта при погружении полых свай молотом двойного действия также применяются, но реже, чем: при работах с молотами одиночного действия. Область применения молотов двойного действия для погружения железобетонных полых свай значительно шире; они используются для забивки свай диаметром до 1400—1600 мм.
При работе с молотом двойного действия, закрепленным неподвижно на голове сваи, отпадает необходимость в копрах; погружение производится обычно с помощью крана и специальных направляющих различной конструкции. Это= существенно ускоряет и облегчает производство свайных работ. В качестве примера укажем на погружение трубчатых железобетонных свай молотом двойного действия при постройке моста под автомобильную дорогу через озеро Понт-чартрейн близ города Новый Орлеан в США, выполненной фирмой Raymond Concrete Pile Со в 1955—1956 гг. [2].
Погружение производилось при глубине воды 4—5 м в ил и слабые глины до глубины 7,5 м. Ниже располагались слои глины с включением песка и ракушечника, с глубиной более плотные, общей мощностью слоя от 20 до 28 м. Свайные опоры этого моста, имеющего длину около 44 км, состоят из 4 888 железобетонных предварительно напряженных трубчатых свай длиной до 29 м, наружным диаметром 1372 мм (54"), с толщиной стенок 10 см. Все сваи работают как одиночные. Большая часть свай сначала погружалась способом подмыва, а затем добивалась дизель-молотом двойного действия. Сваи погружались с открытым нижним концом, грунт из полости не удалялся. Вес свайного молота составлял 6,8 т, величина хода ударной части—99 см, число ударов в минуту — 52. Повреждений стенок не наблюдалось. Строители отмечают, что обеспечение достаточно точного расположения свай в плане и их вертикальности не вызывало никаких затруднений и фактически было даже точнее, чем предполагалось по проекту. Основной трудностью было установить для каждой сваи глубину погружения, при которой для нее была бы обеспечена требуемая грузоподъемность. Экспериментально было установлено, что это достигалось, когда число ударов молота в конце погружения было равно примерно 8 на один дюйм, т. е. при отказе приблизительно 3 мм от одного удара. Через неделю после погружения каждая свая проверялась статической нагрузкой [2].
2Г
Забивка дизель-молотом в последние годы широко применяется в СССР для погружения железобетонных канализационных труб, используемых в качестве фундаментов жилых домов. По сравнению с молотом одиночного и двойного действия преимуществом дизель-молотов является их транспортабельность и удобство производства работ, так как они не требуют котельно-компрессорного оборудования. Это обстоятельство и явилось причиной их быстрого распространения в строительстве. Удар дизель-молота менее резок, чем молотов одиночного и двойного действия. В применении к железобетонным трубчатым сваям недостатком их, помимо общего для всех типов молотов — удара по тонким хрупким железобетонным стенкам, является малая область их применения, так как эти агрегаты пригодны только для забивки коротких легких свай небольшого веса. Кроме того, в отличие от молотов одиночного и двойного действия, эффективность дизель-молотов сильно меняется в зависимости от сопротивления погружению сваи.
Эффективность работы некоторых типов дизель-молотов при разных отказах.изменяется на 25—45% [14]. При прохождении слабого прослойка мощностью примерно 2 м и более дизель-молот вообще останавливается. Вследствие низкой энергии удара наиболее распространенных типов дизель-молотов (СДМ-2, штанговый 1200, штанговый 1800), к тому же частично расходуемой на деформации наголовника и стенок сваи при ударе, уплотнение грунта под подошвой коротких трубчатых свай и их несущая способность в грунтах, способных к уплотнению, оказываются значительно ниже, чем для свай, погруженных другими методами. Это вызывает необходимость при расчете несущей способности полых свай, погруженных дизель-молотом, введения специального понижающего коэффициента 0,7 (см. гл. IV).
2. Вибропогружение
Погружение вибратором свай различного типа широко и успешно применяется в Советском Союзе уже более 15 лет. Особенно ценным этот метод оказался для погружения железобетонных трубчатых свай, закрытых и особенно открытых снизу.
Сущность способа заключается в том, что вибропогружатель сообщает свае вертикальные колебательные движения. При достаточной амплитуде и частоте этих перемещений силы трения, действующие по боковой поверхности сваи между грунтом и железобетоном, снижаются настолько, что фактически единственным сопротивлением, препятствующим погружению, остается лобовое сопротивление грунта под подошвой сваи, преодолеваемое ее ударом.
28
Для успешного вибропогружения сваи необходимо соблюдение следующих условий:
1. Амплитуда вибрации, зависящая от махового момента дебалансов вибраторов и веса системы свая — вибратор, должна быть не ниже определенного предела, обеспечивающего срыв сваи от грунта по боковой поверхности и возможность развития достаточно сильного лобового удара.
2. Вес и масса вибрирующей системы свая — вибратор при достигнутой амплитуде колебаний должны обеспечивать достаточную силу лобового удара по грунту, его неупругую деформацию и необходимую скорость погружения.
В настоящее время существует большое количество вибраторов различной конструкции, из которых ниже рассматриваются наиболее часто употребляемые.
Высокочастотные вибраторы
Впервые высокочастотный вибратор был сконструирован и выполнен в натуре Д. Д. Барканом и В. Н. Тупиковым (БТ-5) в 1949 г. Частота его в минуту составляла 2 000—2 500 при амплитуде колебаний легких свай 2—2,5 мм. В следующие годы вибратор был несколько модернизирован (Б-108), но основные параметры его остались прежними.
В 1951 г. О. А. Савиновым и А. Я. Лускиным был сконструирован и выполнен в натуре высокочастотный вибратор ВПП с подрессоренной пригрузкой и частотой 1 500 кол/мин при амплитуде 1,5—3 мм для легких свай. В дальнейшем вибратор ВПП неоднократно изменялся, но частота колебаний и амплитуда оставались примерно прежними.
Высокочастотные вибраторы применяются довольно успешно для забивки металлического шпунта, но опыт показал, что для погружения железобетонных полых свай они непригодны. Это связано со слишком высокой частотой и малым маховым моментом дебалансов вибратора, не обеспечивающим срыва и достаточной амплитуды колебаний сваи. Кроме того, при применении вибраторов ВПП наблюдались случаи образования в стенках железобетонных полых свай большого количества кольцевых трещин. Непригодность высокочастотных вибраторов для погружения железобетонных свай была отмечена в литературе еще в 1955 г. [15].
Помимо указанных давно известных высокочастотных вибраторов, в литературе имеются описания большого количества их вариантов с осложненной конструкцией. Так, например, были запроектированы вибраторы ВДД, состоящие из нескольких (до 10) синхронно работающих вибраторов, расположенных по кольцу и вызывающих не только вертикальные, но еще и вращательные в плане колебания погружаемой конструкции. Сведений об удачном экспериментальном или
29
производственном использовании таких вибропогружателей автор не имеет.
Другим видоизменением высокочастотного вибратора является вибромолот, в котором вертикальные колебания сопряжены с периодическими ударами. Над этой конструкцией много работали как отдельные авторы, так и некоторые научно-исследовательские организации. Положительных результатов погружения полых свай вибромолотами, насколько известно автору, до настоящего времени также не получено.
Низкочастотные вибраторы
Первый низкочастотный вибратор ВП-1 был спроектирован и выполнен в натуре кандидатом технических наук, лауреатом Ленинской премии Б. П. Татарниковым в 1951 г. в Ленинградском институте инженеров железнодорожного транспорта (ЛИИЖТ). В дальнейшем Б. П. Татарниковым было разработано и внедрено в практику еще несколько вариантов этого типа различной мощности с частотами от 180 до 450 колебаний в минуту. Амплитуда колебаний сваи зависит от момента дебалансов вибратора и веса сваи.
Как видно из приведенной табл. 3, маховой момент дебалансов вибраторов Б. П. Татарникова колеблется в очень широких пределах. Это дает возможность обеспечить амплитуду колебаний порядка 15—20 мм даже при очень тяжелых сваях, а при такой амплитуде колебаний погружение происходит значительно, быстрее, чем при забивке молотом.
Таблица 3
Низкочастотные вибраторы конструкции Б. П. Татарникова ______ ______________(ЛИИЖТ)_________________________
Параметры Тип вибратора
ВП-1 ВП-2 ВП-3 ВПТ-4 НВП-56 ВПТ-6
Момент дебалансов в тм ...... 0,10 0,04 0,26 0,35 0,50 1,00
Число оборотов дебалансов в минуту . 420 455 408 340 300 254
Возмущающая сила в т 17,50 8,00 44,00 4500 48,50 73,00
Мощность электродвигателя в квпг . . 60 20 100 100 2x80 2X100
Вес вибропогружателя в т Габаритные размеры в м: 4,20 2,00 7,50 11,90 11,00 15,00
длина 1,30 0,95 1,56 2,10 2,22 2,40
высота 1,65 1,27 2,00 2,08 2,08 2,18
ширина 0,86 0,75 1,10 2,10 2,50 2,60
Примечание. В корпусе вибраторов ВПТ-4, НВП-56 (ВПТ-5) и ВПТ-6 предусмотрено центральное отверстие, через которое в случае необходимости можно вынимать грунт, не снимая вибратора.
Низкочастотные вибраторы перед погруженем прочно крепятся к голове сваи, поэтому колебания сваи происходят вместе с вибратором. Удар по голове сваи исключается, повреждений ее стенок вверху не бывает. Кроме того, ввиду отсут? ствия потерь на удар вся энергия погружающего механизма расходуется на преодоление сопротивления грунта и его уплотнение в ядре и под сваей. Свая с вибратором общим весом в десятки тонн 300—400 раз в минуту поднимается и опускается на высоту размаха (двойной амплитуды), примерно на 30 мм, ударяясь о грунт. При этом стальным ножом, скошенным внутрь, грунт вдавливается в полость сваи, создавая чрезвычайно уплотненное ядро внутри нее и одновременно плотную грунтовую зону под ее подошвой.
В результате несущая способность трубчатых свай с грунтовым ядром, погруженных этим способом, значительно повышается. Это нашло отражение в указаниях по расчету несущей способности свай с грунтовым ядром; для свай с ножом, скошенным внутрь, погруженных низкочастотным вибратором, при опирании на пески и тугопластичные глины лобовое сопротивление принимается с повышающим коэффициентом 1,3 (гл. IV).
При благоприятных грунтах, надлежащей конструкции стенок сваи и достаточно мощном низкочастотном вибраторе коффициент 1,3 оказывается даже заниженным.
Можно утверждать, что низкочастотный тип вибратора является оптимальным для железобетонных свай с грунтовым ядром, что подтверждается долголетним опытом погружения таких свай всех диаметров до 1,6 м включительно. Полагаем, что высказанное заключение можно распространить на сваи диаметром до 2,0 м. Большое значение для народного хозяйства имеют низкочастотные вибраторы конструкции Б. П. Татарникова, за разработку которых ему в 1962 г. присуждена Ленинская премия. Вибраторы этого типа получили большое распространение и за границей (в Японии, КНР и др.).
Производство низкочастотных вибраторов организовано Министерством транспортного строительства для своих предприятий.
Некоторые строительные тресты изготавливают низкочастотные вибраторы для себя собственными силами. В централизованном порядке такие вибраторы не производятся; это является одной из причин их редкого применения в гражданском и промышленном строительстве.
Для вибраторов применяются крановые электродвигатели с фазным ротором серии МТВ/220/380 и частотой переменного тока 50 гц (табл. 4).
Электродвигатели рассчитаны на периодическую кратковременную нагрузку.
31
Таблица 4
Марки двигателя для низкочастотных вибраторов (ЛИИЖТ)
Тип вибратора Мощность двигателя в кет Количество двигателей Тип двигателя Допустимая продолжительность включения двигателя на полную мощность
в мин в %
ВП-1 60 1 МТВ 612-10 5—10 50
ВП-2 16 1 МТВ 312-6 5—10 25
ВП-3 100 1 МТВ 711-10 5—10 25
ВПТ-4 .... 100 1 МТВ 711-10 5-10 25
ВПТ-6 .... 100 2 МТВ 711-10 5—10 25
НВП-56. . . . 80 2 МТВ 613-10 5—10 25
В табл. 4 указано относительное время непрерывной работы двигателя на полную мощность. Например, для погружения сваи вибратором ВП-1 оптимальная часовая нагрузка должна составлять 30 квт-ч, т. е. если двигатель загружен полностью, то он должен в час работать 30 мин. Если же мощность двигателя при погружении полностью не используется, то продолжительность работы увеличивается из расчета 30 квт-ч. Весьма важно наблюдение за отсутствием перегрузки, которая может вывести двигатель из строя. Продолжительность каждого включения не должна превышать 5—10 мин.
В настоящее время ведутся работы по изготовлению разработанных Центральным научно-исследовательским институтом Министерства транспортного строительства (ЦНИИС) и заводом «Динамо» вибростойких двигателей мощностью 100 кет.
Вибраторы Люберецкого завода
В последние годы неоднократно делались попытки повысить эффективность наиболее распространенного низкочастотного вибратора ВП-3 (ЛИИЖТ) путем увеличения его возмущающей силы. Так, Люберецким заводом Министерства транспортного строительства был разработан и внедрен в практику вибратор ВП-160 с переменной частотой от 400 до 1000 колебаний в минуту и следующими основными показателями: моментом дебалансов — 0,352 тм, возмущающей силой— 100-7-160 т, мощностью мотора— 155 кет, весом— 11,2 т. Увеличение возмущающей силы произведено частью за счет увеличения махового момента дёбалансов и, главным образом, за счет
32
увеличения угловой скорости вращения дебалансов в соответствии с формулой
где F — возмущающая сила;
М — статический момент дебалансов;
g — ускорение силы тяжести (981 см/сек2) \
(о — угловая скорость в сек~х.
Несмотря на то, что возмущающая сила ВП-160 (102— 160 т) в 2,5—4 раза больше, чем у ВП-3 (44 т), погружающая способность модернизированного вибратора почти не изменилась. Причиной этого является то, что самый важный фактор успешности погружения — величина амплитуды колебаний — зависит не от скорости вращения валов, а от момента дебалансов:
где А величина амплитуды;
Q — вес системы вибратор — свая с грунтовым ядром.
У вибратора же ВП-160 мощность мотора больше, чем у ВП-3, в 1,55 раза, собственный вес составляет 11,2 т против 7,5 т у ВП-3, а статический момент дебалансов увеличен всего только в 1,32 раза, поэтому в целом повышения эффективности по сравнению с ВП-3 нет.
Помимо вибратора ВП-160, Люберецким заводом выпущены в производство и некоторые другие вибраторы такого же типа, т. е. с переменной частотой и увеличенной возмущающей силой.
Параметры важнейших вибраторов Люберецкого завода приведены в табл. 5.
Сравнивая эти вибраторы с вибраторами конструкции ЛИИЖТа (табл. 3), нетрудно видеть, что они не дают преимуществ ни по величине момента дебалансов, ни по требуемой мощности. Увеличение частоты и возмущающей силы может быть иногда полезно в начале вибропогружения для срыва оболочки, нарушения ее сцепления с грунтом по боковой поверхности. Но этот срыв и вибраторами ЛИИЖТа осуществляется достаточно успешно, дальнейшему же погружению повышенная частота и возмущающая сила нисколько не способствуют, а иногда приводят к разрушению свай, появлению в них трещин. Недостатком является и то, что из вибраторов Люберецкого завода только ВУ-1,6 имеет центральное отверстие для выемки грунта, остальные вибраторы глухие, в то время как среди разработанных в ЛИИЖТе вибраторов центральное отверстие имеют ВПТ-4, НВП-56 и ВПТ-6. По имеющимся сведениям, в настоящее время вибраторы Люберецкого завода с производства сняты [16].
33
Таблица 5
Характеристика вибраторов Люберецкого завода
Марка вибратора Момент эксцентриков в тм Мощность электродвигателя в кет Число оборотов эксцентриков в мин Возмущающая сила при наибольшей частоте в т Вес вибратора в т
ВП-30А 0,202 100 414 37 6,1
464 48
505 57
ВП-80 0,275 100 408 50 9,0
465 66
545 90
ВП-160 0,352 155 404/800 102 11,2
449/898 125
505/1000 160
ВП-170 0,500 160 408 94 11,9
475 127
550 170
ВП-250 0,300-0,560 250 540 180 12,5
600 222
667 275
ВУ-1,6 0,345 2X75 848 80 11,9
Выбор вибратора для погружения железобетонных свай с грунтовым ядром
Как указывалось выше, основным параметром, обеспечивающим быстрое погружение свай и во многих грунтах их повышенную несущую способность, является величина амплитуды колебаний в конце погружения в момент достижения проектной отметки. Учитывая желательность некоторого запаса, полагаем, что величина амплитуды (II. 2) в начале погружения должна быть равна 15—20 мм при учете полного веса Q системы вибратор — свая с грунтом.
Точных рекомендаций по определению веса грунтового ядра в конце погружения при различных грунтах пока нет. Полагаем, что с достаточной осторожностью можно принимать в илистых мягкопластичных грунтах высоту грунтового ядра ?гя~0,3 Я, где Н — глубина погружения. В песках можно считать Н, но если свая опирается на пески или полутвердые глины, а проходимые грунты мягкопластичные, то h^H.
34
3. Некоторые особенности погружения железобетонных трубчатых свай низкочастотными вибраторами
Помимо правильного выбора вибратора, успех вибропогружателя зависит от ряда условий, относящихся как к конструкции, так и к вспомогательным работам (монтаж сваи в направляющих, крепление вибратора к голове сваи, стыковка звеньев, подмыв или размыв грунта и пр.).
Погружение сплошных, а также железобетонных трубчатый свай даже малого диаметра, закрытых снизу, идет медленнее, чем погружение свай, открытых снизу. Значительное улучшение условий погружения свай, открытых снизу, по сравнению с закрытыми отмечено в работе А. А. Луга [17] г который считает, что при забивке металлических полых свай, открытых снизу, затрачивается энергии и времени примерно в 4 раза меньше, чем для свай, закрытых снизу конусом.
Сваи большого диаметра, закрытые снизу, могут погружаться или в слабые илистые грунты, или способом подмыва. Полые сваи мостовых опор, открытые снизу и заполняемые бетоном, погружаются вибратором с размывом грунта во внутренней полости. Наименее трудоемким и наиболее быстрым является погружение свай с грунтовым ядром низкочастотным вибратором без размыва.
В пластичных глинах грунтовое ядро в свае часто поднимается выше поверхности грунта [10]. Если до погружения в грунт свая проходит слой воды глубиной в несколько метров,. то грунтовое ядро не доходит до поверхности воды и затруднений в производстве работ не вызывает. Когда глубина воды мала или погружение сваи происходит на суше, грунтовое ядро может подняться к самому вибратору, и если выхода грунту не будет, то погружение прекратится.
При погружении тяжелых трубчатых свай вибраторами ВПТ-4, ВПТ-5г ВПТ-6 осложнений с грунтом не бывает, так как эти типы вибраторов имеют специальное отверстие в корпусе (см. выше), но при погружении свай среднего диаметра вибраторами ВП-1, ВП-2, ВП-3 приходится принимать специальные меры для вывода грунта из полости сваи. Простейший способ заключается в том, что вибратор снимают и грунт из полости извлекают на глубину в несколько метров, после чего продолжают погружение. Иногда в переходном наголовнике, при-помощи которого вибратор крепится к свае, делают отверстия в стенках. В этом случае грунт может выхд-дить наружу в отверстия во время вибропогружения, поэтому вибратор для удаления грунта не снимают.
Затрата времени на вибропогружение зависит от конструкции вибратора, величины амплитуды колебаний и геологических напластований, а также от быстроты выполнения вспомогательных работ. В зависимости от плотности грунтов скорость
35
вибропогружения колеблется от многих десятков сантиметров в минуту в начале погружения при слабых грунтах и до пяти — одного сантиметра в минуту в конце погружения в плотных грунтах. Скорость погружения замеряется путем наблюдения • времени погружения отрезка определенной длины, отмеченного на свае. Амплитуда колебаний в начале погружения обычно составляет примерно 20, а в конце —5 мм. Измерение амплитуды колебаний сваи производится обыкновенным карандашом. Отметка делается на поверхности виб-рируемой сваи или на наклеенном на эту поверхность листе бумаги. Высоту полученного на рисунке размаха делят на два.
Скорость вибропогружения экспериментальных свай на причале 80—86 Ленинградского морского торгового порта (1955 г.) составляла в среднем от 30 до 50 см в минуту, не считая остановок для охлаждения мотора и вспомогательных работ, а при погружении свай для опор моста через р. Пряжку в моренных суглинках (1958 г.)—от 27 до 5 см в минуту. Чистое время, затрачиваемое на погружение свай диаметром 960 и 840 jw, длиной 21,6ч-24 м, погруженных в грунт на 17—20 м, колебалось в пределах от 45 до 100 мин. Валуны, встречавшиеся в моренных суглинках, как правило, отжимались ножом сваи внутрь или в наружную сторону. На кривой вибропогружения встречи с валунами характеризовались слабонаклонными участками.
При опытах вю время строительства моста Свободы в Ленинграде в аналогичных грунтах с целью ускорения погружения была сделана попытка размыва грунтового ядра экспериментальных свай. Опыт не удался, так как валуны, имевшиеся в грунтовом ядре, в результате размыва осели на дно к подошве сваи, и погружение совершенно прекратилось.
Погружение низкочастотным вибратором трубчатых свай с ножом, скошенным внутрь, в песках средней плотности и плотных или тугопластичных глинах характеризуется образованием весьма плотного грунтового ядра, быстрым затуханием скорости вибропогружения и малыми величинами амплитуды колебаний. В таких грунтах, если они имеют достаточную мощность, вибропогружение обеспечивает высокую несущую способность свай, и погружение может быть прекращено (гл. IV). Если же слой песка или плотных глин имеет малую мощность и по проекту должен быть пройден сваей, то это прохождение приходится облегчать путем частичного размыва, с тем чтобы перед достижением проектной отметки вибропогружение производилось без размыва для образования грунтового ядра необходимой плотности.
Помимо скорости самого вибропогружения, общая затрата времени на погружение свай вибратором зависит также от остановок, связанных с конструкцией вибратора и организацией вспомогательных работ.
36
Как уже было отмечено выше (см. табл. 4), моторы низкочастотных вибраторов требуют частых и длительных остановок для охлаждения. Длительность остановок при полной нагрузке мотора составляет приблизительно 45 мин в час для всех типов вибраторов, кроме ВП-1, для которого продолжительность необходимого «отдыха» составляет примерно 30 мин в час.
Рис. 13. Допуски при изготовлении венцов (Ленгипрорыб-пром)
Много времени уходит также на некоторые вспомогательные работы. Наиболее медленной из вспомогательных операций является стыковка звеньев. В тех случаях, когда стыковые кольца при армировании каркасов монтировались достаточно точно с соблюдением установленных допусков (рис. 13), а сами кольца выполнялись с необходимой точностью и обязательной проточкой на станке, их стыковка и сварка не представляли затруднений, но все же требовали до 2 ч рабочего времени для сваи диаметром 960 мм. Сварка колец свай диаметром 500 мм при опытах Ленмостстроя и автора продолжалась в среднем 40 мин. Желательно стыковать звенья до погружения, чтобы под краном приходилось выполнять минимальное количество стыков.
Второй медленной операцией при вибропогружении является установка вибратора на голову сваи. Низкочастотные вибраторы ВП-1, ВП-2 и ВП-3 по проекту крепятся на конусе. Конусный стакан соединяется болтами с фланцем вибропогружателя, а конус укрепляется на голове сваи (рис. 14) или крепится к переходному наголовнику (рис. 15).
При посадке вибропогружателя на сваю конус входит в стакан и под действием веса вибратора заклинивается силами трения.* Для отсоединения вибропогружателя после погружения сваи в отверстие конусного стакана вводится стальной
37
клин и одновременно натягивается трос для подъема вибратора. В результате конусный стакан разъединяется с конусом. Таким образом, соединение и отсоединение вибропогружателя в период погружения сводятся к несложным, быстро выполняемым операциям. В работе должно находиться не-
Рис. 14. Конус вибропогружателя ВП-1
1 — вибратор; 2 — конусный стакан; 3 — конус, прикрепляемый к свае; 4 — отверстие конусного стакана
сколько конусов, чтобы обеспечить своевременную подготовку свай для бесперебойной работы вибропогружателя.
Опыт показал, что при тщательном заводском выполнении стакана и конуса крепление работает удовлетворительно во все время погружения сваи. Случаев срыва вибратора со сваи не наблюдалось. Установка вибропогружателя этим методом, по опыту мостостроителей [15], продолжается 5—10 мин, столько же времени требуется для его от-
соединения.
Такое крепление вибратора со сваей предусматривалось в вибраторах, отправленных на экспорт, и рекламациий не вызывало. Однако при недостаточно тщательном выполнении наблюдались случаи, когда снять вибратор было трудно и это
занимало много времени.
На практике вибропогружатель часто крепится без кор
пуса непосредственно к переходнику, нижняя плита которого на шпильках прикрепляется к свае. На рис. 15 дана конструкция переходника, а на рис. 16—общий вид такого крепления вибратора. Этот способ надежен и часто применяется, хотя завинчивание гаек занимает много времени. Применяется также крепление вибратора с помощью зажимных клиньев с механическим (рис. 17) или гидравлическим приводом.
Этот метод предложен и внедрен в практику Люберецким заводом Министерства транспортного строительства. Его достоинство — быстрота крепления. Недостатком является то, что поверхность сваи под действием клиньев во время работы шлифуется, трение уменьшается, клинья начинают двигаться по свае и, по имеющимся данным, погружение сваи иногда прекращается до достижения проектной отметки.
При погружении тяжелых трубчатых свай больших диаметров вибраторами ВП-3, ВПТ-4, НВП-56, ВПТ-6 с центральным отверстием вибраторы крепятся к свае на болтах (рис. 16).
38
900
План
Рис. 15. Переходник для крепления вибратора к свае /—фланец вибропогружателя ВП-1; 2 — верхний фланец наголовника; 3 — ребра; 4 — нижний фланец наголовника; 5 — головное или стыковое кольцо; 6 — шпильки для крепления наголовника
Большое значение для быстроты погружения трубчатых свай имеет техническое оснащение работ вспомогательными механизмами. Для монтажа и погружения полых свай, установки и съемки вибратора могут служить копры и краны (преимущественно последние как несравненно более маневренные). В качестве направляющих при работе с кранами используются самые различные конструкции. При погружении полых открытых снизу свай большого диаметра обычно применяют в качестве направляющей подвесную стрелу крана или направляющий кондуктор.
Рис. 16. Крепление вибратора к свае с помощью переходника
Рис. 17. Крепление вибратора с помощью зажимных клиньев 1 — вибропогружатель; 2 — корпус наголовника; 3 — мотор; 4 — червячный редуктор; 5 — нажимная траверса; 6 — зажимные клинья;
7 — свая
При возведении гидротехнических сооружений со сборным верхним строением установка свай требует особой точности; в этих случаях применяются пространственные кондукторы переносные или плавучие с направляющими обоймами для свай на двух уровнях. Приведем несколько примеров.
При постройке моста через озеро Понтчартрейн в США при погружении железобетонных трубчатых свай наружным диаметром 1372 мм был применен переносный кондуктор. Его устанавливали краном на четырех ранее погруженных сваях так, чтобы эти сваи попадали'в соответствующие гнезда. На выступающей вперед части кондуктора имелись еще два разъемных гнезда с гидравлическим затвором для погружаемых свай. Расстояние между сваями в продольном направле
40
нии было 17,1 м, а в поперечном 5,7 м. Длина свай достигала 29 м, глубина воды была около 6 м, глубина погружения в грунт 16—17 м. Допускаемое отклонение от проектного положения в плане головы сваи принималось равным 15 см, а фактическое составляло не больше 5 см. Сваи погружались молотом двойного действия.
Рис. 18. Схема плавучего кондуктора в Новороссийске
1 — кормовая часть корпуса кондуктора; 2 — раздвижные захваты; 3—направляющие обоймы; 4 — швартовое устройство; 5 — якорное устройство; 6 — насосная установка;
7 — эрлифт
При строительстве причала Широкого пирса в Новороссийском морском порту [16] были применены предварительно напряженные железобетонные полые сваи диаметром 1600 мм с толщиной стенок 150 мм. Длина свай составляла примерно 24 м. Сваи погружались вибратором ВП-160. Точность установки и вертикальность расположения свай обеспечивались плавучим кондуктором (рис. 18), представлявшим собой стальной понтон с четырьмя раздвижными и тремя шарнирноразъемными направляющими обоймами. Размеры кондуктора: длина 29 м, ширина в носовой части 14 м, высота борта 2,5 ж, вес корпуса 76,9 т, средняя осадка 0,75 м. Шаг свай в продольном направлении 12 м.
Первые четыре сваи устанавливались в раздвижные обоймы. Положение кондуктора при этом фиксировалось четырьмя якорями и контролировалось с помощью теодолитов. После погружения первых четырех свай кондуктор закреплялся на них, после чего с той же стоянки погружались 3 сваи через поворотноразъемные обоймы. Затем кондуктор передви-. гался в продольном направлении на величину шага свай (12 м), закреплялся на четырех ранее погруженных сваях и операци1И повторялись в той же последовательнюсти. Точность погружения свай оказалась равной ±5 см при допуске по проекту ±35 см. Чистое время работы вибропогружателя для
41
погружения в грунт трех свай на глубину 8—10 м составляло в среднем 8—15 мин, а общая продолжительность погружения трех свай с передвижкой понтона — 34-3,5 ч.
С 1959 г. плавучие кондукторы (рис. 19) при погружении свай диаметром 1200 мм с грунтовым ядром под причалы в Балтийском море применяет трест Балтморгидрострой [19].
Весьма важно, чтобы погружение железобетонных полых свай низкочастотным вибратором заканчивалось при таких
Рис. 19. Сваи диаметром 1200 мм, установленные в плавучем кондукторе треста Балтморгидрострой перед погружением
«отказах» (скорости погружения в минуту), которые свидетельствовали бы о способности сваи принять на себя расчетную нагрузку. Желательно также, чтобы фактическая длина свай возможно меньше отличалась от предусмотренной проектом.
Для достижения этого необходимо, чтобы проектные рекомендации об отметке подошвы сваи основывались на тщательном геологическом обследовании как проходных, так и в особенности несущих слоев грунта, на которые опирается свая. Кроме того, необходимо, чтобы вибропогружение сваи при приближении к проектной отметке производилось с замером скорости погружения и амплитуды колебаний. При опирании на плотные песчаные или глинистые грунты эти данные позволяют надежно контролировать несущую способность свай.
Следует всегда иметь в запасе набор укороченных звеньев, которыми можно было бы нарастить сваю при необходимости
42
дальнейшего погружения. Но даже при соблюдении указанных рекомендаций природное разнообразие грунтов настолько велико, что иногда головы свай, погруженных до «нулевого» или заданного отказа, оказываются выше проектной отметки и их приходится срубать. Эта операция является трудоемкой и медленной. По опыту треста Новороссийскморстрой, на срубку головы сваи диаметром 1600 мм затрачивалось 14 чел-ч. На строительстве моста через озеро Понтчартрейн срезка голов трубчатых свай диаметром 1372 мм производилась двумя пневматическими отбойными молотками с инвентарных подвесных подмостей, имевших специальное устройство для установки отбойных молотков в горизонтальное положение и перемещения их по периметру сваи. За смену здесь срезали более 8 трубчатых свай.
4. Практические рекомендации по предупреждению появления трещин в стенках свай при вибропогружении
При вибропогружении железобетонных полых свай с тонкими стенками иногда наблюдается появление в них трещин. Эти трещины могут быть различного происхождения.
1. Если трубчатая свая во время погружения встречается с валунами, топляками и другими препятствиями или с очень плотными грунтами типа мергелистых глин и пр., в которых нижний конец сваи оказывается зажатым на некоторую глубину, то происходит резкое уменьшение скорости погружения, в стенках сваи под влиянием вибрации возникают значительные сжимающие и растягивающие напряжения, могут появиться поперечные трещины и даже выколы стенок.
По этому вопросу Всесоюзным научно-исследовательским институтом транспортного строительства (ЦНИИС) проведены интересные эксперименты со сваями диаметром 1600 мм, погруженными низкочастотным вибратором ВП-160 с возмущающей силой 100 т. В результате этих исследований был разработай метод расчета усилий, возникающих при вибропогружении свай в их стенках, обеспечивающий трещиностойкость последних, включенный в «Технические указания по проектированию и строительству фундаментов и опор мостов из сборных железобетонных оболочек» ВСН ПО—64 Министерства транспортного строительства.
Этот же вопрос ввиду его исключительной важности рассматривался и автором. В 1956 г. им были организованы! опыты с замером напряжений в железобетонных трубчатых сваях, погружавшихся низкочастотным вибратором в Ленинградском морском торговом порту. При экспериментах были погружены две сваи наружным диаметром 960 мм, с толщиной
43
стенок 70 мм и две сваи диаметром 840 мм, с толщиной стенок также 70 мм [10].
Три опытные сваи имели примерно одинаковую отметку подошвы (от —18,6 до —20,9), а одна свая (№ 5)—значительно меньшую (—15,0), причем на этой отметке наблюдались нулевые отказы и свая дальше не пошла. Можно предположить, что свая натолкнулась на большой валун, которые в моренных суглинках часто встречаются. Погружались сваи вибратором ВП-1. Замеры напряжений в стенках сваи производились при помощи проволочных датчиков, усилителя и осциллографа.
Подробное описание опытов дано в статье инж. А. А. Соколова [20]. Вначале была произведена тарировка электрртен-зометров с проволочными датчиками, наклеенными на стальную арматуру. Для тарировки при помощи гидравлического домкрата на железобетонную сваю наружным диаметром 960 мм нагрузка передавалась ступенями по 11,8 т от 0 до 130,2 т. После этого замерялись напряжения при вибропогружении других железобетонных свай, расположенных одна от другой на близком расстоянии (5 м). Сжимающие и растягивающие напряжения в бетоне стенок свай, вычисленные по записанным деформациям, приведены в табл. 6.
Из таблицы видно, что наибольшее напряжение на растяжение, замеренное при наблюдениях, не превышало 16 кг/см2, т. е. было ниже нормативного сопротивления бетона марки 300 на растяжение, но выше расчетного сопротивления 7?р для этой марки.
Между сваями № 5 с нулевым отказом в конце вибропогружения и другими сваями разница в наибольших напряжениях на растяжение составляла примерно 30, а на сжатие — 80%.
Результаты испытаний показали, что при вибропогружении низкочастотным вибратором ВП-1 железобетонных открытых снизу свай диаметром примерно 1 м с тонкими стенками даже в сравнительно плотные глинистые грунты (моренные суглинки) при бетоне марки 300 образования трещин не
Таблица 6
Напряжения в стенках экспериментальных железобетонных свай при вибропогружении
Напряжения в кг)см2 Свая № 2, диаметр 960 мм Свая № 3. диаметр 840 мм Свая № 4. диаметр 840 мм Свая № 5, диаметр 960 мм
Сжимающие .... 5,9-12,0 3,9—8,8 5,0—9,5 8,1—22,0
Растягивающие . . . 5,9—13,0 6,0—12,0 6,8-12,0 5,9—16,0
44
наблюдается. Отсюда был сделан вывод, что для свай с грунтовым ядром, погружаемых низкочастотным вибратором в глинистые грунты пластичной консистенции, конструктивных мероприятий по повышению трещиностойкости стенок (применения предварительно напряженной арматуры или мер по облегчению условий погружения путем размыва грунтового ядра) не требуется.
Проведенные эксперименты приводят к следующим практическим рекомендациям по предупреждению появления поперечных трещин в стенках свай.
Необходимо систематически следить за изменением скорости и амплитуды погружения *, не допуская длительной работы вибратора при нулевых отказах, которые наблюдаются обычно при встрече сваи с препятствием (крупные валуны, топляки и пр.), или когда под ножом сваи оказывается грунт особенно высокой плотности. Если слой твердого грунта залегает значительно выше проектной отметки и, имея малую мощность, должен быть по проекту пройден, то не следует для пробивки его пользоваться вибратором, так как это может повести к повреждению сваи; нужно применить размыв грунта внутри сваи и под ней или использовать какой-нибудь другой способ, облегчающий погружение. Исключением являются лёссовые суглинки, которые могут быть твердыми при большой пористости. В этих грунтах наблюдаемые в начале погружения минимальные отказы внезапно быстро возрастают, пока свая не дойдет до подстилающего слоя.
Далее, чтобы уменьшить опасность трещинообразования в стенках сваи при погружении, представляется весьма важным правильно выбрать тип вибратора. Как отмечалось выше (стр. 34), выбирать вибратор следует по моменту дебалансов, который должен быть достаточно большим, чтобы обеспечить необходимую величину амплитуды колебаний, а не по возмущающей силе, которую, наоборот, желательно иметь возможно меньшей. Вибраторы конструкции ЛИИЖТа этому условию удовлетворяют больше, чем какие-либо другие. Поэтому, например, вибратор ВП-160 Люберёцкого завода с возмущающей силой 102—160 т и моментом эксцентриков 0,35 тм в смысле опасности образования трещин хуже вибратора ВПТ-4 конструкции ЛИИЖТа с возмущающей силой 45 т и моментом эксцентриков 0,35 тм.
Помимо сказанного, необходимо против появления трещин в сваях принять и некоторые конструктивные меры.
Марка бетона для свай должна быть не ниже 400, а желательно и выше. При современных заводских методах изготов
* ЦНИИС рекомендует для наблюдения за ускорениями при погружении специальный прибор, разработанный в лаборатории испытания мостов и проверенный на ряде объектов (ВСН 110—64).
45
ления свай (вибрирование, центрифугирование, гидропрессе вание и пр.) это не представляет особой трудности и не требует больших дополнительных затрат. Для сравнения отметим, что сваи моста через озеро Понтчартрейн в США сделаны из бетона марки 560 кг/слг2, а напорные трубы, изготовляемые ленинградским заводом «Баррикада», имеют марку бетона 600. Толщину стенок сваи желательно принимать примерно равной 0,1 D. Это полезно как для уменьшения опасности появления трещин при погружении, так и для увеличения несущей способности сваи, поскольку несущая способность современных правильно сконструированных трубчатых свай, погруженных вибратором, определяется во многих случаях не по грунту, а по прочности стенок.
При соблюдении указанных условий и содержании обычной продольной арматуры в количестве 1,2—1,5% появления горизонтальных (кольцевых) трещин в сваях можно не опасаться. Предварительно напряженное продольное армирование как средство для устранения кольцевого трещинообразования при погружении представляется излишним.
2. Если кольцевые трещины встречаются сравнительно редко, так как их раскрытию препятствует сильная продольная арматура, то гораздо чаще наблюдается образование и значительное раскрытие в сваях продольных трещин. Растягивающие напряжения при этом обычно воспринимаются только слабой спиральной арматурой из проволоки диаметром 5—8 мм. В качестве практических мероприятий для устранения таких трещин, помимо повышения марки бетона и увеличения толщины стенок, эффективно применение колец из арматуры периодического профиля диаметром 20—22 мм, устанавливаемых хотя бы через 0,5—1,0 м.
При опытных работах в Таллинском морском порту, где глубина воды у кордона составляла 9,5 м, ВНИИГСом (канд. тёхн. наук М. Г. Цейтлин) установлено, что в условиях глубоководного строительства одной из причин образования вертикальных трещин при вибропогружении железобетонных трубчатых свай являются гидродинамические нагрузки от воды, заключенной в полости сваи [21].
Изучая эту причину трещинообразования при погружении полых свай, сотрудники ВНИИГСа предложили [22] практические методы предупреждения появления таких трещин, а именно: опускание в полость сваи специального амортизатора из автомобильных шин, подвешиваемого внутри сваи на поплавке, или откачку воды из сваи при вибропогружении. По данным ВНИИГСа, при применении амортизатора трещины наблюдались примерно в 10% от общего количества свай, подвергнутых .наблюдению, а при откачке воды их не было ни в одной свае.
46
В практике автора при глубине погружения свай в воду до 6—8 м, опирании их на песок и общей толще проходимых илистых, песчано-илистых и мягкопластичных грунтов примерно 5—8 м трещин в сваях не наблюдалось, хотя общее количество погруженных свай диаметром 1200 мм с толщиной стенок 100 мм было очень велико (несколько сотен штук только в Калининградском рыбном порту). Что касается погружения свай в воду на глубину 8—9 м и более, tq вопрос, поднятый ВНИИГСом, требует дальнейшего изучения с экспериментальной проверкой в различных грунтовых условиях с разной глубиной погружения в воду. Впредь до разрешения этого вопроса целесообразно применять при погружении свай на большую глубину в воду откачку ее из полости сваи, что будет способствовать успеху погружения, уменьшая вес системы и повышая амплитуду колебаний. Вибраторами ВПТ-4, ВПТ-56, ВПТ-6 с центральным отверстием это можно выполнить во время погружения, не снимая вибратора. Если ниже воды залегают значительной мощности легкоподвижные грунты с большим содержанием воды (илы и т. п.) $ то их из полости сваи также следует удалять. При погружении свай в мягкопластичные грунты, не образующие (до отдыха) грунтового ядра, прочно связанного со сваей, откачки воды не требуется.
Метод погружения с опусканием в полость сваи амортизатора из автомобильных шин представляется малонадежным и трудноконтролируемым. Если в условиях опыта 10% свай оказалось с трещинами, то в условиях производства, когда контроль за правильным опусканием амортизатора будет слабее, можно ожидать, что случаев трещинообразования будет больше. При наличии жидких илов этот способ вообще неприменим, так как амортизатор не удастся погрузить до требуемой отметки.
Одной из важнейших причин появления вертикальных трещин в стенках нижнего звена железобетонных трубчатых свай, открытых снизу, погружаемых без выемки грунта, является распор грунтового ядра, который до сего времени при проектировании свай не учитывался в достаточной степени.
Как неоднократно указывалось, при наличии мощного слоя плотных подстилающих грунтов и ножа, скошенного внутрь, в конце погружения трубчатых свай низкочастотным вибратором уплотнение грунта внутри сваи и под ней постепенно повышается, скорость погружения уменьшается, а лобовое сопротивление сваи и ее грузоподъемность возрастают. При этом под действием распора грунта внутри сваи в стенках нижнего звена ее образуются вертикальные трещины, если конструкция стенок не обладает достаточной прочностью на растяжение. Если же свая имеет высокий прочный стальной
47
нож, достаточную толщину стенок и высокую марку бетона, то, продолжая вибропогружение, можно уплотнить грунт в свае и под ней настолько, что максимальная вертикальная нагрузка на сваю будет определяться не по грунту, а по материалу, т. е. будет ограничиваться прочностью железобетонных стенок сваи на сжатие.
В этом отношении весьма интересны результаты опытов ЦНИИСа Минтрансстроя со сваями диаметром 1600 мм, проведенные в Новороссийском порту [23]. На рис. 20 показаны геологиче-
ские напластования на площадке испытаний.
На I стадии испытаний погружение сваи вибратором ВП-160 было прекращено при скорости погружения 50 мм в минуту (отказ 50 мм!мин). При статическом испытании критическая нагрузка оказалась равной 700 т.
Рис. 20. Геологические напластования на площадке испытаний в Новороссийском порту
/ — песок рефулированный: // — глина илистая; III — щебень и галька с глинистым заполнением; IV — гли-
на мергель коренная
На II стадии погружение вибратором ВП-160 было прекращено при скорости погружения 5 mmImuh. При статическом испытании критическая нагрузка оказалась равной 875 т или на 25% больше, чем на I стадии.
На III стадии погружение вибратором ВП-160 было прекращено при отказе 2 mmImuh. Во время статических испытаний при нагрузке 1000 т началось разрушение стенок в голове сваи и дальнейшее испытание было прекращено, хотя нагрузка 1000 т еще не была критической.
В приведенном в гл. 1 [18] описании полунатурных опытов автора показана зависимость между лобовым сопротивлением сваи, вдавленной в песок, и величиной распора грунтового ядра, а в гл. V настоящей книги дан метод расчета распора грунтового ядра в зависимости от лобового сопротивления и предложен способ расчета последнего в зависимости от скорости погружения и величины амплитуды колебаний.
5. Погружение свай вдавливанием статической нагрузкой
Этот метод погружения, редко применяемый в СССР, за рубежом встречается довольно часто. При определенных условиях он успешно заменяет или дополняет забивку молотом
48
или вибропогружение. Его преимуществом является отсутствие сотрясений, которые могут быть опасны как для самого реконструируемого сооружения, так и для соседних зданий. Кроме того, он дает исчерпывающее представление о несущей способности каждой погруженной сваи, если известны грунтовые напластования и скорость погружения на проектной отметке. Весьма важным обстоятельством является также сохранность трубчатых свай, очень хорошо обеспечиваемая при вдавливании.
Приведем несколько примеров успешного применения этого способа погружения свай из зарубежной и отечественной практики.
1. При постройке нефтяных вышек на озере Маракайбо в Венесуэле полые железобетонные сваи, закрытые снизу, наружным диаметром вверху 1260 мм и внизу у подошвы 1470 мм вдавливались в грунт железобетонными плитами весом по 25 т. Общий вес пригрузки составлял 200 т, глубина воды равнялась 30 м, грунты были слабые, илистые на большую глубину. Погружение свай производилось вначале без направляющих, под действием собственного веса сваи, заполненной водой, достигавшего 146 т. Точность погружения была настолько велика, что на погруженных сваях можно было монтировать площадки из сборного железобетона. За время с 1939 по 1946 г. таким образом были погружены сваи более чем для 200 вышек [24].
2. Железобетонные трубчатые сваи с грунтовым ядром погружались вдавливанием при реконструкции Академического театра оперы и балета им. С. М. Кирова в Ленинграде в 1960—1961 гг. [25].
По проекту реконструкции сцены театра заднюю стену требовалось возвести на свайном фундаменте, который намечалось устроить в Крюковом канале в четырех метрах от существующей набережной. Предполагалось забить молотом одиночного действия 146 деревянных свай диаметром 300 мм длиной по 22 м с расчетной нагрузкой по 26 т. Предполагалось место работ оградить деревянной двухрядной перемычкой и перед забивкой свай понизить уровень воды в огражденном пространстве на 2,2 м. Когда же перемычка была выполнена, вода откачана и начата забивка свай, в стенах и перекрытиях театра появились свежие трещины, вследствие того что старые фундаменты дали осадку. Работы были прекращены. По предложению автора, вместо деревянных использовали железобетонные трубчатые сваи с грунтовым ядром диаметром 780 мм, длиной по 15 м, с расчетной нагрузкой на сваю 65 т, вдавливаемые в грунт статической нагрузкой. При таких сваях исключались сотрясения при погружении и необходимость откачки воды, опасные для театра.
49
6. Определение несущей способности железобетонных трубчатых свай по данным погружения
Расчет грузоподъемности свай по формулам, в которых используются данные погружения пробных свай, является весьма распространенным. Рассмотрим некоторые варианты этого метода применительно к железобетонным трубчатым сваям при разных способах погружения.
.Забивка молотом. Основным способом определения несущей способности сплошных свай в СССР является расчет по динамической формуле проф. Н. М. Герсеванова. Не приводя этой формулы (она общеизвестна), выскажем некоторые соображения о применимости ее при определении сопротивления железобетонных полых свай.
Современные тонкостенные железобетонные трубчатые сваи большого диаметра и грузоподъемности порядка 200—< 1000 т и более, особенно сваи с грунтовым ядром, имеют мало общего с деревянными сваями, которые были общепринятыми в строительстве в 1916 г., когда Н. ,М. Герсеванов предложил свою формулу. Не касаясь вопроса о применимости этой формулы для современных свай большой грузоподъемности, отметим некоторые трудности, которые встречаются при использовании ее для определения сопротивления полых свай, в частности, свай с грунтовым ядром.
Прежде всего возникает вопрос, в какой степени следует учитывать площадь сечения грунтового ядра при подсчете площади поперечного сечения сваи, имея в виду, что ядро участвует в работе сваи наравне со стенками. Неясно также, следует ли учитывать вес грунтового ядра при подсчете веса сваи, а если учитывать, то как. Ответы на эти вопросы могут быть даны только после проведения серии соответствующих экспериментов.
Указание СНиП П-Б. 5—67 при пользовании динамической формулой вводить в расчет только сечение стенок свай для свай с несущим грунтовым ядром неприемлемо. Наконец, рекомендованный в СНиП П-Б. 5—67 шестидневный «отдых» свай в глинистых грунтах при динамическом испытании трубчатых свай совершенно недостаточен (см. гл. IV). Резюмируя сказанное, полагаем, что расчет несущей способности полых свай по методу Н. М. Герсеванова возможен только при корректировке результатов статическими испытаниями.
При других методах забивки (молот двойного действия, дизель-молот) формула Н. М. Герсеванова неприемлема даже для сплошных свай, так как большая частота ударов совершенно изменяет характер погружения. За рубежом, как отмечалось выше, для проверки сопротивления трубчатых свай, забитых молотом двойного действия, применяется статическая нагрузка.
50
Вибропогружение. Для определения несущей способности сваи в процессе вибропогружения предложено несколько эмпирических формул, из которых приводим формулу Б. П. Татарникова, проверенную на значительном количестве сплошных свай [15]:
д(^-дгх) I + 3 v
+ Q,
(П.З)
где R — величина критического сопротивления сваи в т;
/Vo — общая мощность на валу электродвигателя вибропогружателя в конце погружения сваи в квт\
— величина расходуемой электрической мощности при холостом ходе вибропогружателя в квт\
v — скорость погружения сваи в см/мин-,
Q — вес сваи и вибропогружателя в т;
а — коэффициент, учитывающий свойства грунта, в который погружается свая, зависящий от конструкции вибропогружателя и сваи (в одних и тех же грунтовых условиях, но для разных типов вибропогружателей и различных свай этот коэффициент будет разным);
р — коэффициент, учитывающий влияние скорости погружения сваи в грунт, конечная величина которой, вводимая в формулу, должна заключаться в пределах от 0 до 5 см/мин.
Мощность Nx при холостом ходе для каждого вибропогружателя величина постоянная. Для вибропогружателя ВП-1, например, она равна 15 кет.
Для определения критического сопротивления сваи необходимо замерить конечную скорость погружения и, а также мощность на валу двигателя вибропогружателя при этой скорости.
Величина расходуемой энергии замеряется непосредственно счетчиком и переводится в мощность по формуле
* т п • 60 z, f «
М = —f—, (II.4)
где п — разность показаний счетчика в квт ч; t — время наблюдения в мин.
Расчетная величина мощности
Nq = N -rh (П.5)
где т) — коэффициент полезного действия электродвигателя, коэффициенты аир определяются путем испытаний свай
51
статической нагрузкой. Количество испытаний должно быть не менее 2.
Пример. Проведено испытание статической нагрузкой полных железобетонных свай диаметром 40 см, длиной 8 м, погруженных вибратором ВП-1. Вес сваи, грунтового ядра и вибропогружателя равен примерно 6 т. Получены следующие результаты.
1. Критическое сопротивление равно 60 т. Конечная скорость погружения сваи составляет 5 cmImuh, мощность на валу —32 кет.
2. Критическое сопротивление равно 70 т, конечная скорость погружения сваи составляет 2 см/мин, мощность —30 кет.
Подставляя полученные данные в формулу, имеем:
а (32 — 15) 1+5?
+ 6;
70= +6.
Решая эти уравнения, находим: а=5,7 и f=0,15.
Тогда для остальных свай на той же площадке формула принимает вид
5,7(^ — 15)
1 + 0,15v
Неудобством этой формулы является необходимость статических испытаний нескольких свай для определения коэффициентов а и р; только после этого можно находить сопротивление остальных свай по данным вибропогружения.
Если геологические напластования на стройплощадке примерно одинаковы, то использование приведенной формулы дает возможность оценивать сопротивление каждой из погруженных свай, что представляется весьма важным. Следует только иметь в виду, что для свай, погруженных в глинистые тиксотропные грунты, этот метод не применим. В таких грунтах сопротивление погруженных свай нужно определять путем статических испытаний после «отдыха».
Помимо приведенной выше формулы, известны и другие формулы подобного типа [15].
Во всех случаях при определении несущей способности трубчатых свай большого диаметра по данным погружения следует учитывать геологическое строение площадки на значительной глубине ниже подошвы сваи, так как необходимо, чтобы уплотненная зона грунта под подошвой сваи была образована в плотных грунтах и ниже ее также залегали грунты с достаточным сопротивлением сжатию. Поэтому при погружении пробной сваи она должна дойти до отметки, назначенной после изучения геологического строения площадки; только после этого можно определять ее несущую способность по указанным формулам.
ГЛАВА III
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ И ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ СВАИ С ГРУНТОВЫМ ЯДРОМ
1. Сравнение со сплошными сваями по затратам материалов и по стоимости
Для оценки эффективности применения железобетонных свай с грунтовым ядром приведем данные о расходе материалов, а также о стоимости изготовления и погружения, полученные расчетным путем и частично на основе опыта практического применения этих свай.
Расход материалов на железобетонные полые сваи диаметром от 400 до 1600 мм дан в табл. 7. Конструкция свай диаметром 400—1200 мм показана на рис. 4 и 5. Сваи диаметром 1600 мм приняты по чертежам Ленморниипроекта (рис. 7 и 8).
Сваи с грунтовым ядром диаметром 500—1000 мм указанной на рис. 4 конструкции много раз применялись в Ленинграде, а сваи диаметром 1200 мм являются самыми распространенными в Прибалтике. Сваи конструкции Ленморниипроекта применяются в разных портах северных и южных морей.
В табл. 7 приведен расход стали на закладные кольца и арматуру продольную и поперечную. Из этой таблицы можно видеть, что общий расход стали на 1 м3 бетона для свай диаметром до 1200 мм колеблется около 130 кг!м\ причем на закладные части приходится примерно 25%. Для свай диаметром 1600 мм расход стали составляет 150 кг)мР.
В табл. 8 приведены данные о расходе материалов на трубчатые сваи конструкции Ленгипротрансмоста (1960 г.). Расход стали на 1 л/3 бетона в этих сваях превышает 400 кг.
Сравнение расхода стали и бетона на трубчатые и сплошные сваи произведено в табл. 9 и 10. В табл. 9 это сделано для трубчатых свай малых диаметров (400—500 мм), у которых боковая поверхность и площадь сечения по подошве brutto примерно такие же, как у сплошных свай квадратного сечения.
Из таблицы видно, что расход стали на трубчатые сваи диаметром 400 мм больше, чем на сваи 30X30, а сваи диаметром 500 мм оказываются по расходу стали экономичнее
53
Таблица 7
Расход стали и бетона на трубчатые железобетонные сваи
Наружный диаметр сваи в см Длина в м Толщина стенок в см Количество стержней продольной арматуры в шт. Количество звеньев в шт. Вес арматуры в кг Вес в кг Вес закладных частей в кг Общий расход на одну сваю
продольной поперечной ножа стыкового кольца стыковых венцов ножа общий вес стали в кг бетона в м*
40 8 6 6 1 42 22 15,0 9,0 9,0 15,0 24,0 88 0,51
40 12 6 6 2 63 33 15,0 9,0 27,0 15,0 42,0 138 0,76
50 12 6 6 2 63 34 18,4 11,7 35,1 18,4 53,5 151 1,00
50 16 6 6 2 84 42 18,4 11,7 35,1 18,4 53,5 180 1,32
50 20 6 6 3 105 52 18,4 11,7 58,5 18,4 76,9 234 1,65
60 16 6 6 2 84 51 21,6 14,1 42,3 21,6 64,0 199 1,63
60 20 6 6 3 105 64 21,6 14,1 70,5 21,6 92,0 261 2,04
80 16 7 10 2 140 71 40,0 24,0 72,0 40,0 112,0 323 2,56
80 20 7 10 3 175 91 40,0 24,0 120,0 40,0 160,0 426 3,20
100 16 7 12 2 168 89 55,0 33,0 99,0 55,0 154,0 411 3,26
100 20 7 12 3 210 111 55,0 33,0 165,0 55,0 220,0 541 4,10
100 24 7 12 3 252 134 55,0 33,0 165,0 55,0 220,0 606 4,90
120 16 10 16 2 405 150 70,0 41,3 124,0 70,0 194,0 749 5,50
120 20 10 16 3 510 195 70,0 41,3 207,0 70,0 277,0 982 6,90
120 24 10 16 3 610 225 70,0 41,3 207,0 70,0 277,0 1112 8,28
160 8 12 — 1 435 184 130,0 125,0 82,0 130,0 212,0 831 5,40
160 16 12 * — 2 870 368 130,0 125,0 [332,0 130,0 462,0 1690 10,80
160 20 12 — 3 1087 460 130,0 125,0 582,0 130,0 712,0 2259 13,50
Таблица 8
Расход материалов на трубчатые сваи мостового типа
Диаметр наружный в см Длина в м Толщина стенок в см Количество звеньев Вес арматуры в кг Вес стыкового кольца в кг / Вес закладных частей в кг Всего стали на сваю в кг Объем бетона на сваю в л«3
обычной 3%, приведенной к стали класса А-1 предварительно напряженной, приведенной к стали класса А-1 стыковых венцов ножа общий вес с обычной арматурой с предварительно напряженной арматурой
40 8 8 1 250 300 37 74 29 103 353 403 0,72
40 12 8 1 395 460 37 74 29 103 498 563 0,95
60 16 10 2 960 1100 73 219 50 269 1229 1369 2,26
60 20 10 2 1300 1505 73 219 50 269 1569 1774 3,09
100 16 12 2 2200 2500 178 534 96 630 2830 3130 5,20
100 20 12 2 2760 3200 178 534 96 630 3390 3830 6,52
160 8 12 1 2030 2300 333 666 160 826 2856 3126 4,4.
160 16 12 2 4000 4550 333 999 160 1159 5159 5709 8,72
СП 160 20 12 2 5100 5800 333 999 160 1159 6259 6959 11.0Q
Таблица 9
сл CD
Сравнение расхода материалов на сплошные и трубчатые сваи с одинаковой боковой и лобовой поверхностью
Сплошные 25 м и сваи квадратного сечения (ТУ 243—57 для свай длиной типовые чертежи серии 1.011-1 издания 1968 г. для прочих свай) Трубчатые сваи с о.бычной ненапряженной арматурой Экономия материалов в %
сечение сваи в см длина сваи в м боковая / поверх- / ность / в м* / / площадь / сечения / в жа объем / бетона / в м3 / / марка / бетона расход стали, приведенной к стали класса А-1, в кг диаметр / в см / внешний / /внутренний длина в м боковая / поверх - / ность / в м- / / площадь / подошвы / в м2 объем / бетона / в м3 / / марка расход стали в кг бетона стали
30X30 8 9,6/0,09 0,73/БГТ300 46 40/28 8 10,1/0,125 0,51/БГТ300 88 +30 —48
30X30 12 14,4/0,09 1,09/БГТ300 103 40/28 12 15,1/0,125 0,76/БГТЗОО 138 +30 -34
35X35 16 22,4/0 122 1,98/БГТЗОО 240 45/38 16 23/0,16 1,2/БГТЗОО 165 +40 + 31
40x40 20 3,2/0,16 3,23/БГТ40Ь 608 50/38 20 31,5/0,196 1,6/БГТЗОО 235 +50 +61
45X45 25 45/0,20 5,05/БГТ300 1120 60/48 24 45/0,28 2,4/БГТЗОО 340 +52 + 70
сплошных. По расходу бетона полые сваи диаметром 400 к 500 мм экономичнее соответствующих свай квадратного сечения.
В табл. 10 приведено сравнение расхода материалов для сплошных свай по той же нормали и трубчатых диаметром 800—1600 мм. В основу сравнения была положена-одинаковая расчетная грузоподъемность в некоторых условных грунтах. При сравнении предполагало^, что проходимые сваей грунты — глинистые мягкопластичные с В = 0,55, а грунты подстилающие — песчаные среднезернистые, средней плотности, в которые сваи входят на 1—2 диаметра. Погружение свай предполагалось на суше, трубчатых —низкочастотным вибратором, сплошных — забивкой. «Отдых» свай был принят длительностью до 15 суток.
Расчет производился по методу автора, изложенному в гл. IV для четырех диаметров полых свай: 800, 1000; 1200, 1600 мм и для сплошных свай сечением 30X30, J35X35 и 40X40 см для глубины погружений в 8, 12, 16 и 20 м.
Пример. Свая диаметром 800 мм погружена на глубину 8 м, в. том числе в глинистые грунты на 7 м и в песок среднезернистый средней плотности на 1 м.
Наружный периметр сваи
(/н = - • 0.8 = 2,5 м. Площадь сечения сваи по подошве brutto
= 0,5 м2.
Средняя глубина погружения в глины fti=3,5 м.
Боковое сопротивление по табл. 17 (гл. IV) с учетом коэффициента 0,7 при погружении вибратором и консистенции В=0,55
Средняя глубина погружения в песок, считая от поверхности грунта, Й2=7,5 м. Боковое сопротивление на этой глубине
0,5 • 0.5
1,1 = 6,7 т/м2.
Лобовое сопротивление при глубине 8 м\ для полых свай
/?н =
1,3 = 429 т/м2;
для сплошных свай, погружаемых забивкой, «и 1,03 л
6 7
= 1,48 т/м2; = рр = 6 т/л/2;
R" = -pg- = 330 т/л/2.
Расчетное сопротивление полой сваи
Р = 0,7(2,5 • 7 • 1,03 4- 2,5 • 6,7 + 0,5 • 425) = 174 т.
57
Таблица 10
Сравнение расхода материалов на трубчатые и сплошные сваи равной несущей способности в условном грунте
Железобетонные трубчатые сваи с грунтовым ядром Железобетонные сплошные сваи квадратного сечения по типовым чертежам серии 1,011 — 1 издания 1968 г. Экономия материалов в %
наружный диаметр в см длина в м объем бетона в м3 расход стали, приведенной к стали класса А-1, в кг расчетная нагрузка в т сечение в см длина в м количество свай, заменяющих одну трубчатую, в шт. объем бетона в м3 расход стали, приведенной к стали класса А-1, в кг бетона стали
80 8 1,3 178 174 30X30 8 5,0 3,5 230 63 23
80 12 1,9 285 202 30X30 12 4,5 4,9 464 61 38
80 16 2,6 323 236 35X35 16 3,6 6,9 864 62 63
80 20 3,2 426 270 40X40 20 2,5 8,0 1520 60 72
100 8 1,6 215 266 30X30 8 7,7 5,5 354 71 39
100 12 2,4 350 310 30X30 12 7,0 7,6 721 69 51
100 16 3,2 411 350 35x35 16 5,1 9,8 1224 68 66
100 20 4,0 541 410 40X40 20 3,8 12,2 2310 67 76
120 8 2,7 390 375 30X30 8 10,7 7,7 492 75 21
120 12 4,1 619 430 30x30 12 9,6 10,4 989 60 37
120 16 5,5 749 492 35x35 16 7,2 13,8 1728 60 57
120 20 7,0 982 560 40X40 20 5,2 16,6 3162 58 69
160 8 5,4 831 680 30x30 8 16,0 11,5 736 53 12
160 16 10,8 1690 890 35X35 16 п,о 21,0 2640 49 36
160 20 13,5 2259 990 40X40 20 9,0 28,8 5472 53 60
Расчетное сопротивление сплошной сваи сечением 30X30 см при. С/= 1,2 м и 5=0,09 At2
Р -- 0,7(1,2 • 7 • 1,48 + 1,2 • 6 + 0,09.330) = 35 т.
Число сплошных свай сечением 30X30 см, заменяющих одну полую сваю диаметром 800 мм,
Аналогично сделаны и остальные расчеты.
Из табл. 10 следует, что эффективность трубчатых свай; больших диаметров значительно больше, чем малых, особенно при наличии под подошвой песков или других плотных грунтов, так как несущая способность трубчатых свай развивается в основном за счет сопротивления по подошве. Экономия бетона по сравнению со сплошными сваями составляет в среднем 60—70%, экономия же стали — около 50%.
В табл. 9 и 10 длины сплошных и полых свай приняты равными, но во многих случаях трубчатые сваи при большой грузоподъемности оказываются короче, тогда экономичность их еще более возрастает (см. табл. 13).
В табл. 11 приведена стоимость изготовления свай по элементам конструкции: стоимость бетона, арматуры и закладных частей согласно указаниям прейскуранта оптовых цен на железобетонные изделия Госплана СССР № 06—08 1967 г.
Из таблицы видно, что стоимость 1 ж3 железобетона сплошных свай значительно ниже стоимости 1 м3 железобетона трубчатых свай, которая колеблется от 105 до 163 руб. Стоимость, закладных частей (ножи и стыковые кольца) составляет примерно 25% от общей стоимости свай, а стоимость арматуры без. предварительного напряжения — приблизительно 13—15%. Предварительно напряженная арматура стоит несколько дороже, и ее стоимость составляет около 20% от полной стоимости свай.
Стоимость трубчатых свай мостового типа значительно выше вследствие большого содержания стали. Эти сваи сравнительно редко применяются в портовом, промышленном и гражданском строительстве, поэтому данные об их стоимости по элементам конструкции не приводятся.
В табл. 12 сравниваются стоимости оснований из трубчатых и сплошных свай при одинаковой несущей способности в тех же грунтовых условиях, которые были приняты при составлении табл. 10.
Табл. 12 показывает, что применение трубчатых свай, малых диаметров (порядкаЛОО—500 мм) нерационально. Выгоднее пользоваться сплошными сваями квадратного сечения одинаковой с ними несущей способности. Полые сваи целесообразны преимущественно при диаметре 600—800 мм и выше,
59
Таблица 11
Стоимость изготовления сплошных и трубчатых свай по прейскуранту оптовых цен 06—08—67
Сваи Сечение в см и диаметры / внешний / /1нутренний Длина в м Бетон Арматура Закладные части Общая стоимость
объем В ЛС8 цена за 1 л«3 в руб. всего руб.—коп. вес в кг стоимость в руб. вес в кг цена за 1 кг в руб. всего руб. —коп. одной сваи в руб. —коп. 1 Л£3 в руб.—КОП.
Сплошные 30x30 8 0,73 46 33—60 46 7—82 —— — — 41-42 56—74
30x30 12 1,09 52 56—68 103 17-51 — — — 74-19 68—07
35X35 16 1,98 52 102—96 240 40—80 — — — 143—76 72—60
40x40 20 з,2о; 58 185—60 608 103—36 — — — 288-96 90-30
Полые 40/28 8 0,51 65 33—15 66 11—35 24 0,64 15—36 59-96 117—37
40/28 12 0,76 65 49—40 96 17—00 42 0,64 26—88 93—28 122-74
50/38 20 1,65 65 107-25 157 27—80 77 0,64 49—28 184—33 111-71
60/48 20 2,04 65 132—60 169 30—00 92 0,64 58-88 . 221—48 108—37
60/48 24 2,40 65 156—00 204 36—70 92 0,64 58-88 251-58 105—00
80/66 8 1,30 65 84—50 106 18—70 64 0,64 40—96 144-10 110—85
80/66 16 2,60 65 169—00 211 37-30 112 0,64 71-68 277—98 106—91
80/66 20 3,20 65 208—00 266 46—90 160 0,64 102—40 360—00 112—50
100/86 8 1,63 77 125—51 129 22—70 88 0,73 64—24 212—45 130-34
Полые 100/86 16 3,26 77 251-02 257 45—40 154 0,73 112—42 408—84 125—39
100/86 20 4,00 77 308—00 321 57-00 220 0,73 160-60 525—60 131—40
120/110 8 2,80 77 215—60 278 49—20 111 0,73 81—25 346—05 123—59
120/110 16 5,50 77 423—50 555 98-40 194 0,73 141—62 663—52 120-64
120/110 20 7,00 77 539—00 705 124—50 277 0,73 202—21 865—71 123—67
120/100 13 4,50 77 346—50 408 69—36 194 0,73 141—62 557—38 123—50
160/136 4 2,70 77 207-90 309 54—70 207 0,73 151—11 413—11 153-00
160/136 8 5,40 77 415-80 619 109—40 212 0,73 154-76 679-96 124—06
160/136 16 10,80 77 831—60 1238 218-80 462 0,73 337-26 1387—66 128-49
160/136 20 13,50 77 1039—50 1547 273—70 712 .0,73 519-76 1832—96 135-77
Полые напряженно армированные 160/136 4 2,70 77 >207—90 391 80—23 207 0,73 151—11 439—24 162—69
160/136 8 5,40 77 415—80 •782 160—46 212 0,73 154—26 731—02 135—38
160/136 16 10,80 77 831—60 1564 320—92 462 0,73 337—26 1489-78 137—94
160/136 20 13,50 77 1039—50 1955 401-15 712 0,73 519-76 1960-41 145-20
160/136 24 16,20 77 1247—00 2346 481—39 712 0,73 519-70 2248-00 138—78
Таблица 12
Сравнение стоимости трубчатых и сплошных свай
Железобетонные трубчатые сваи
изготовление погружение
объем в м* стоимость 1 м* в руб.—коп. всего за сваю в руб.—коп. стоимость 1 пог. м в руб.—коп. всего за сваю в руб.—коп.
Железобетонные сплошные сваи по-типовым чертежам серии 1,011 — 1 издания 1968 г. Экономия от применения свай с грунтовым ядром
полная стоимость в руб. — коп. сеченне в см / а / «Я / м х / « X / S П Ч / X ® Ч / « Н / 2 S х / х а а / >>© / ч е а количество свай, заменяющих полую, в шт. 1 объем бетона в сваях в ма изготовление погружение
стоимость 1 м* в руб. — коп. всего за сваю в руб.—коп. стоимость 1 пог. м в руб.—коп. всего за сваю в руб.—коп. . 1 полная стоимость в руб.—коп. на 1 полую сваю в руб. в %
40/28 40/28 50/38 80/66 80/66 80/66
100/86 100/86
100/86 120/110 120/110 120/110 120/110 160/136
160/136 160/136 160/136
8/8 0,51 117-37 59-86 42-60 340-80 358- 17 зохзо 8/8
12/12 0,76 122-74 93-28 42-60 511—20 604-48 30x30 12/12
20/20 1,65 11-71 184-33 46-80 936-00 1120-33 40x40 20/20
8/8 1,30 110-85 144-10 42-60 340-80 484-90 30X30 8/8
16/16 2,60 106-91 277-98 46-80 748-80 1026-78 35 X 35 16/16
20/20 3,20 112-50 360-00 46-80 936-00 1296 -00 40x40 20/20
8/8 1;63 130-34 212-45 42-60 340-80 553-25 30x30 8/8
16/16 3,26 125-39 408-84 46-80 748-80 1157-69 35x35 16/16
20/20 4,00 131-40 525-60 46- 80 936-00 1461-60 40X40 20/20
8/ 8 2,70 123-59 346-05 42-60 340-80 686-85 30X30 8/8
16/16 5,50 120-64 663-52 46-80 748-80 1412-32 35X35 16/16
20/20 7,00 123-67 865-71 46-80 936-00 1801-71 40X40 20/20
13/6,5 4,50 5,40 j 123-50 557-37 57-30 373-00 930-38 40X40 19,5/13
8/8 124-06 679-96 46-86 374-88 1054-88 30x30 8/8
16/16 10,80 . 128-49 1387 - 66 51-48 823-68 2211-34 35x35 16/16
20/20 13,50 i 135-77 1832 - 96 51-48 1030 -00 2863 - 00 40X40 20/20
24/24 16,20 | 138-78 2248-00 51-48 1235-52 3483-52 060 24/24
1,0 0,72 1 56-74 41-42 18-30 146-40 187- 42 -171 -90
1,о 1,09 1 68-07 74-19 18-30 219-60 293-79 -310 -105
1,0 3,2 3,65 ! 90-30 288-96 14-70 294-0 582-96 -537 -93
5,0 1 56-74 1 207-10 18-30 732-00 939- 10 4-454 +48
3,6 6,9 72-60 500-94 14 70 846-72 1347-66 4-321 +•24
2,8 9,0 90-30 812-701 14-70 823-2011635-90 4-340 4-21
7,8 5,5 56-74 312-07 18-30 1141—9211454—00 4-901 +•52
5,1 9,8 72-60 711-48 14-70 1199-52 1911-00 4-753 +39
3,8 12,2 90-30 1101-66 14-70 1117-20 2218-86 + 757 +34
10,7 7,7 13,8 56-74 436-90 18-30 1566—48, 2003-38 + 1316 +66
7,2 72-60 1001-88 14-70 1693-47: 2695-35 + 1283 +48
5,2 16,6 90-30 1498-981 14-70 1528 — 80j 3017-78 + 1216 +40
4,0 12,5 90-30 , 1128-75 27-10 ; 1409-20; 2538-00 + 1608 +63
16,0 11,5 56-74 652-51 18-30 1 2342-40 2994-91 + 1940 +•65
11,0 21,0 Z2-60 ; 1524-60 14-70 ' 2585-00; 4109-60 +1898 +46
9,0 28,8 90-30 2600 - 64 14-70 j 2646-0015246-64 + 2384 +46
4,0 9,6 105-00 ! 1004-00 46-80 4492 — 80)5496—80 + 2013 +40
Примечания: 1. Стоимость изготовления трубчатых свай по элементам затрат дана в табл. 11.
2. Знак 4- в графе „Экономия от применения свай с грунтовым ядром в руб. на 1 полую сваю* означает, что полые сваи дешевле сплошных, знак
минус означает, что полые сваи дороже сплошных.
3. При сравнении стоимости принято, что сваи погружены в грунт II категории.
4. Стоимость погружения принята по сборнику укрупненных единичных расценок на специальные строительные работы для строительства Латвийской ССР в ценах 1956 г.
5. При составлении таблицы принято, что сваи погружаются па суше; исключение составляет свая диаметром 1200 мм, длиной 13 м, погруженная для причала с плавсредств на глубину 6,5 м.
причем наиболее эффективными оказываются сваи диаметром 1000—1200—1600 мм, способные заменить целый'куст обычных сплошных свай.
При оценке экономичности применения трубчатых свай с грунтовым ядром необходимо иметь в виду следующее.
Главную роль в сопротивлении трубчатых свай, открытых снизу, как показано в гл. IV, играет сопротивление по подошве, так как по своей работе в грунте эти сваи приближаются к сваям-стойкам. Поэтому, если при погружении вибратором трубчатой сваи она встретится с грунтом средней плотности и значительной мощности, в особенности с песком, обычно при заглублении в него на 1—2 диаметра развивается высокое сопротивление по подошве, и погружение прекращается.
Сплошные же сваи, сопротивление которых зависит главным образом от трения по боковой поверхности, должны в несущий слой грунта заглубиться значительно больше, поэтому они длиннее трубчатых.
В таблице приведен пример, описанный в гл. III, п. 4. Трубчатая свая диаметром 1200 мм, длиной 13 м, погруженная на глубину 6,5 м, заменяет куст сплошных свай сечением 40X40, длиной 19,5 м, забитых в грунт на 13 м. Такой случай на практике встречается очень часто и тогда экономичность трубчатых свай по сравнению со сплошными резко возрастает.
При оценке данных, приведенных в таблице, необходимо учитывать, что стоимость погружения 1 пог. м трубчатых свай сильно завышена и более чем в два раза превышает стоимость погружения сплошных свай. Объясняется это тем, что расценки составлены применительно к погружению трубчатых свай мостового типа с удалением грунта из полости. При погружении свай без удаления грунта из полости стоимость погружения на 1 пог. м должна быть значительно ниже. Очевидно, это будет учтено расценками в дальнейшем.
Ввиду того что в Ленинграде применялись трубчатые сваи диаметром 600 мм под тяжелые опоры кустами по 4—5 штук, в последней строке табл. 12 сравнивается стоимость такого куста со стоимостью сваи диаметром 1600 мм, способной принять ту же нагрузку. Из таблицы следует, что увеличение диаметра приводит к удешевлению основания на 40%. При сравнении приняты сваи диаметром 600 мм конструкции автора с минимальным содержанием стали и сваи диаметром 1600 мм по проекту Ленморниипроекта.
Резюмируя сказанное об экономической эффективности железобетонных полых свай, можно считать установленным, что трубчатые сваи, за исключением свай самого малого диаметра (400—500 мм), экономичнее сплошных как по расходу материала, так и по стоимости примерно в два раза, в особенности, если эти сваи опираются на пески или другие плотные
63
Таблица 13
Сравнение стоимости свайных фундаментов для причала длиной 42 м
Вариант на сплошных сваях Вариант на сваях с грунтовым ядром
Наименование элементов Расход железобетона В Л£3 Стоимость Наименование элементов Расход железобетона в м3 Стоимость
в руб/м* всего в тыс. руб. в руб!мЛ, всего в тыс. руб.
Железобетонные сваи сечением 40X40, Л= 19,5 м Капители .... 449,3 89,1 192 76 86 7,0 Железобетонные полые сваи 0 120 см 1 13,0 м . Капители . . . 164 74 207 76 34 6,0
Итого:
93,0 40,0
грунты и работают как сваи-стойки. Уменьшение количества свай приводит, кроме того, к существенному упрощению конструкции и удешевлению ростверка (табл. 13).
2. Применение железобетонных свай с грунтовым ядром в жилищном и культурно-бытовом строительстве
Применение свай с грунтовым ядром в качестве фундаментов жилых и культурно-бытовых зданий является экономически целесообразным не только в районах с большой толщей сильно сжимаемых грунтов, но во многих случаях и в грунтах нормальной плотности, как показывает опыт строительства в Новых Черемушках в Москве.
Рассмотрим опыт жилищного строительства Ленинграда. Значительная часть территории Ленинграда характеризуется сильно сжимаемыми грунтами, часто залегающими на большую глубину, и сваи здесь издавна являются весьма распространенным видом фундаментов. Одним из трудных районов застройки города был район Малой Охты, где грунты на глубину 8—10 м состоят из водонасыщенных пылеватых супесей, часто заторфованных, с прослойками или линзами торфа, подстилаемых прослойками и линзами песка различной толщины. Ниже расположены текучепластичные ленточные глины слоем толщиной около 6 м, под подошвой которых на глубине 15— 16 м от поверхности залегают слоем большой мощности моренные суглинки, мягкопластичные и тугопластичные. Жилые дома в этом районе до применения свай возводились обычно на ленточных фундаментах, под которыми устраивалась сплошная песчаная подушка.
64
Автором были проведены опыты по испытаниям трубчатых свай статической нагрузкой как в супесях с глубиной погружения примерно 6 м, так и погруженных в моренные суглинки на глубину около 18 м. В результате этих экспериментальных работ в качестве фундаментов под жилые пятиэтажные дома были предложены железобетонные трубчатые сваи диаметром 66 и 78 см, длиной до 18 м под расчетную нагрузку 60—80 т, погружаемые низкочастотным вибратором с жестким креплением к голове сваи. Такие сваи, по опытным данным, давали осадку около 10 мм, что было безопасно для зданий любой конструкции и обеспечивало их долговечность.
Под некоторые дома на Малой Охте, в основании которых залегали слои песка достаточной толщины, а также в других районах города, более благоприятных по грунтовым условиям, длины свай могли быть уменьшены до 12 и даже до 6 м.
Предполагалось использовать сборные сваи, составленные из звеньев длиной 6 м, со стальными ножами и стыковыми венцами, свариваемыми между собой при стыковке звеньев. Конструкция таких свай дана на рис. 4. Изготовление их предполагалось на заводе «Баррикада», который благодаря хорошо организованному поточному производству железобетонных труб имел возможность отпускать трубчатые сваи, включая дополнительную арматуру и закладные части, по цене в два раза меньшей, чем это было установлено действовавшим тогда прейскурантом цен Госплана СССР № 18—15.
Несмотря на проведенные подготовительные работы, эти сваи не, были применены, так как строители сочли их слишком дорогими и трудоемкими, а глубину погружения неоправданно завышенной. Проектная и строительные организации предпочли таким сваям обычные канализационные трубы с внутренним диаметром 400, 500 и 600 мм и толщиной стенок 60 мм, армированные в продольном направлении проволокой диаметром 8 мм через 20 см и спиралью из проволоки диаметром 4 мм с шагом 12—13 см.
Погружение труб осуществлялось забивкой молотом одиночного* действия, дизель-молотом или низкочастотным вибратором ВП-1, используемым как молот без крепления к голове сваи.
Применение в качестве свай погружаемых забивкой канализационных труб без ножей и без стыковых колец было очень удобно для производства работ, так как трубы погружались быстро, стоили дешево, никаких затруднений с их получением не было. Однако построенные таким образом свайные фундаменты имели ряд серьезных недостатков.
Ввиду отмеченного выше характера грунтовых напластований на Малой Охте шестиметровые канализационные трубы стандартной длины часто оказывались опертыми на сильно сжимаемые грунты и давали под нагрузкой большие осадки.
65
Это вызвало необходимость их наращивания, но так как стыковых колец канализационные трубы не имеют, то стыковка производилась упрощенным способом — путем устройства стальных вкладышей диаметром 375 мм, длиной 600 — 700 мм, с наружным кольцевым ребром посредине или плавающих бетонных вкладышей, имевших возможность перемещаться внут
Рис. 21. Головы свай — канализационных труб, разбитые при погружении забивкой на Малой Охте в Ленинграде
Рис. 22. Разрушение свай — канализационных труб в стыке при забивке
ри сваи и потому часто не выполнявших своего назначения. Длина нарощенных свай из канализационных труб.не превышала 12 м (два звена).
Несущая способность таких свай была, как правило, низка и неравномерна, она колебалась от 10 до 40 т. Это видно из многих примеров, приведенных в табл. 4, 5, 6 [18], где указаны объекты, на которых Ленинградским отделением Фундамент-проекта были испытаны пробные сваи.
В процессе эксплуатации сваи — канализационные трубы — дали большие осадки. Некоторые данные по этому вопросу были опубликованы в 1963 г. [26]. Средняя осадка домов, построенных на канализационных трубах на Малой Охте, через 20 месяцев после окончания постройки составила 152 мм, максимальная—172 мм. Наибольшее отклонение от средней осадки, характеризующее ее неравномерность в пределах одного дома, было равно 21 мм. Выстроенные здания выравни
66
вали осадку свай своей жесткостью. По свидетельству автора статьи, из которой взяты данные об осадках, трещин и других деформаций в зданиях не наблюдалось. Можно ожидать, что при дальнейшей эксплуатации осадка еще более увеличится.
Весьма большие осадки наблюдались также в домах, построенных на канализационных трубах в Невском районе, где грунтовые условия несколько лучше, чем на Малой Охте. Там средняя осадка домов через 20 месяцев после окончания постройки составила 62 мм, максимальная — 87 мм и наибольшее отклонение от средней — 25 мм [26].
Погружение слабоармированных тонкостенных канализационных труб ударным способом очень часто приводило к разрушению верхней части их стенок и стыков (рис. 21 и 22), повреждение стыков особенно опасно ввиду трудности контроля качества стыка и невозможности его ремонта. При встрече с прослойками плотных песчаных грунтов наблюдались иногда случаи разрушения и нижних концов труб.
В настоящее время, по имеющимся сведениям, строители отказались от применения канализационных труб в качестве свай и перешли к использованию обычных сплошных свай квадратного сечения.
Железобетонные сваи наружным диаметром 78 см со стыковыми кольцами и ножами были удачно применены при реконструкции Ленинградского Академического театра оперы и балета им. С. М. Кирова (рис. 23 и 24).
Как видно из рисунка, звенья свай были снабжены закладными частями — стыковыми кольцами и ножами. Конструкция таких свай аналогична показанной на рис. 4. Каждая свая длиной 15 м состояла из двух звеньев по 6 м и одного 3 м. Общее количество примененных свай составило 60 штук. Они были погружены в Крюковом канале путем вдавливания статической нагрузкой вблизи задней стены театра (рис. 25 и 26). Строительные работы выполнял трест Лен-мостострой, который специально для этих работ сконструировал наголовник для вдавливания. Работа производилась с помощью козлового крана и грузовой тележки. Грузовая тележка имела форму буквы П и опиралась на два рельса, из которых один был уложен на существующую набережную, а другой— по верху двухрядной деревянной перемычки (рис. 25). Тележка загружалась металлоломом общим весом примерно 140 т.
Сам процесс вдавливания осуществлялся гидравлическими домкратами типа ГД-170/1150 грузоподъемностью по 170 т. Стальной наголовник, примененный для вдавливания, имел три пары консолей, смещенных в плане на 120° одна против другой и расположенных по высоте наголовника на расстоянии 1050 мм, соответствующем ходу штока домкрата (рис. 27).
67
Рис. 23. Звенья трубчатых свай, изготовленные на заводе «Баррикада» для реконструкции Академического театра оперы к балета им. С. М. Кирова в Ленинграде
Рис. 24. Вдавливание трубчатой железобетонной сваи в Крюковом канале при реконструкции Академического театра оперы и балета им. С. М. Кирова в Ленинграде
Погружение сваи производилось следующим образом: с помощью передвижного козлового крана, двигавшегося по тем же рельсам, что и тележка, первое звено сваи устанавливалось вертикально в проектное положение и в таком виде закреплялось. На это звено (под действием собственного веса
Рис. 25. Схема погружения свай вдавливанием у здания Академического театра оперы и балета им. С. М. Кирова в Ленинграде
/пути грузовой тележки; 2 — существующая стена театра; 3 — распорка rf=24 м; 4 — существующая набережная; 5 — деревянный шпунт; 6' — маячные сваи
оно погружалось в верхние слои грунта) надевался стальной наголовник № 1 с нижней диафрагмой. Затем к свае подводилась тележка с установленной на ней опорной балкой, и свая с надетым на нее наголовником помещалась в вырезе балочной конструкции между домкратами, причем наголовник поворачивался в такое положение, чтобы нижняя пара консолей оказалась под штоками домкратов. Затем приводился в движение масляный насос, обслуживавший одновременно оба домкрата, и свая погружалась на 1050 мм. После подъема штоков в исходное положение и поворачивания наголовника на 120° свая погружалась еще на 1050 мм и с помощью третьей пары консолей — еще на 1050 мм. Общая глубина погружения сваи с наголовником № 1 составляла таким образом
69
приблизительно 3 м. По окончании погружения на 3 м тележка отодвигалась, наголовник № 1 снимался и козловым краном устанавливалось второе звено сваи, которое погружалось уже наголовником № 2 такой же конструкции, но с диафрагмой в верхнем конце. Описанный порядок погружения свай наголовниками № 1 и 2 схематически показан на рис. 27.
Средняя скорость погружения без учета вспомогательных работ по наблюдениям за погружением 37 свай первого ряда оказалась равной для первого звена 5 см в 1 мин, для второго звена—5,1 см и для третьего звена — 2,3 см. Усилие, необходимое для вдавливания первого звена, составляло 30—55 т, для второго звена — 75-4-110 т, для третьего — 110-4-140 т и более. Давление при погружении, определяемое по манометру, сильно колебалось, превышая в отдельных случаях вес тележки, которая при этом поднималась.
Рис. 26. Геологический разрез в месте погружения свай вдавливанием у Академического театра им. С. М. Кирова в Ленинграде
7 — вода; // — супесь; /// — ленточные глины; IV — супесь; V — суглинок моренный; U70 — естественная влажность грунта в %
Расчетная нагрузка на сваю по проекту была принята 65 т. Испытание таких свай статической нагрузкой показало их высокую несущую способность при очень малых осадках, как это видно из рис. 28. При нагрузке 157 т общая осадка составила всего 12 мм, упругая — 5 мм. Большая величина упругой осадки указывает на значительную плотность моренных суглинков под подошвой сваи после ее вдавливания. Так как испытанию были подвергнуты производственные сваи, то по требованию председателя наблюдательной комиссии Ленгорис-полкома проф. Б. Д. Васильева нагрузка на сваи при испытаниях не была доведена до критической. Но уже и достигнутой наибольшей нагрузкой подтвердилось наличие коэффициента запаса 2,4. При расчетной нагрузке на сваю 65 т осадка составляла всего около 1 мм. Сваи находятся в эксплуатации с 1961 г.
Интересным примером является использование для фундаментов жилых домов железобетонных полых открытых снизу свай квадратного сечения 30X30 см и 24X24 см с полостью 11,4X11,4 см в г. Рязани [27].
Грунты в Рязани на глубину около 4 м характеризуются как макропористые лёссовидные, подстилаемые тугопластич
70
ными моренными суглинками. Глубина погружения свай невелика и составляет 4 ч-6 м.
Наиболее интересными моментами этого строительства, по нашему мнению, являются:
1) очень малые осадки (порядка 1—3 мм);
д
Опорная поверхность 60т домкратов
а в
Наголовник I Н £ <Л70
бОГБПт
0.00
-г,го _
Рис. 27. Наголовник для погружения свай вдавливанием
Нагоузка fi т
Рис. 28. График статического испытания сваи, погруженной у Академического театра оперы и балета им. С. М. Кирова в Ленинграде
2) установленное большим количеством испытаний нарастание несущей способности свай со временем при наблюдении свыше 4 месяцев. В статье Ю. И. Смиренского [27] приводится пример, когда свая, имевшая по формуле Н. М. Герсеванова по результатам добивки с «отдыхом» 10 суток
71
грузоподъемность 9,85 т, после 4-месячного «отдыха» показала грузоподъемность 42,2 т. Это подтверждает высказанное нами мнение о нереальности 6-суточного «отдыха», рекомендуемого в СНиП, и необходимости удлинения его в глинистых грунтах до 3—6 месяцев (см. гл. IV) ;
3) расход металла на полую сваю в г. Рязани был такой
же, как и на сплошную того же наружного
Рис. 29. Разрез корпуса № 6 Таллинского порта
/- - насыпной слой; // — песок пылеватый;
/// — ил мягкопластичный; IV — суглинок моренный; В=0,2
очертания, а расход бетона — ниже 4 на 17—24%;
4) механизированное изготовление полых свай производилось на станке для формирования многопустотных панелей перекрытий без затруднений;
5) экономический эффект (40%), полученный строителями, по сравнению со стоимостью ленточных фундаментов оказался весьма значительным.
Следует отметить, что возможности удешевления фундаментов из полых свай в г. Рязани использованы далеко недостаточно, хотя грунтовые условия там весьма благоприятны.
Два интересных примера применения железобетонных свай большого диаметра с грунтовым ядром для фундаментов жилых и общественных зданий дает практика строительства в г. Таллине.
1. Ленгипрорыбпро-мом были запроектированы и осуществлены в натуре фундаменты из сборных железобетонных свай диаметром 1200 мм (см. рис. 5) под корпус № 6 Таллинского порта (рис. 29). Под высотной частью здания бы
72
ла сделана железобетонная плита на 62 сваях, расположенных по сетке 3X2,75 м. Глубина свай составляла 16 м, расчетная нагрузка на сваю — 240 т. Погружение свай производилось низкочастотным вибратором без выемки грунта из внутренней полости.
2. Особенно интересным примером применения железобетонных трубчатых свай для жилищного строительства являет-
Рис. 30. Погружение железобетонных трубчатых свай при постройке гостиницы «Интурист» в Таллине
ся устройство свайных фундаментов под 22-этажную гостиницу «Интурист» в г. Таллине (см. рис. 1). По имеющимся данным, это первый опыт применения таких свай при строительстве высотных зданий (проектная организация «Эстон-проект»). Применялись сваи диаметром 1200 мм с грунтовым ядром, с толщиной стенок 120 мм из бетона марки 400, с продольной арматурой в количестве 3% от площади бетона. Сваи состоят из звеньев длиной 4 и 8 м с фланцевыми болтовыми стыками. Общее количество таких свай под высотную часть гостиницы— 112 штук. Длина каждой сваи;—20 м. Погруже-ние. свай производилось низкочастотным вибратором ВП-160 до конечной скорости погружения («отказа»)
73
1 см/мин. Для обеспечения вертикальности свай строительной организацией — мостопоездом № 807 треста Мостострой 5 — были использованы два стальных понтона объемом 50 л/3 и весом по 7 т с вваренными в них направляющими трубами. В процессе погружения сваи дополнительно выправлялись трактором. Все работы по установке направляющих, монтажу и погружению свай (рис. 30) осуществлялись козловым краном.
Рис. 31. Подъем свай при постройке гостиницы «Интурист» в Таллине с целью замены поврежденных звеньев
Проектом предусматривалось погружение свай со дна кот-лована, но так как своевременно не были перенесены некоторые существующие коммуникации, то часть трубчатых свай погружалась с поверхности земли. Раскопка котлована производилась в январе при сильных морозах. Грунт, находившийся в полости раскрытых 4-метровых участков трубчатых свай, за.мерз и разорвал верхние звенья свай, в стенках которых появились продольные трещины. Некоторые сваи были повреждены при отрывке котлована. Общее количество их оказалось равным 10. Было решено поврежденные звенья заменить новыми. Для этого нужно было поднять поврежденные сваи на 4 м и заменить их верхние 4-метровые звенья. Выдергивание свай осуществлялось двумя домкратами по 200 т с траверзой, к которой свая крепилась тягами, приваренными к продольной арматуре (рис. 31). Вырывающее усилие менялось от 160 до 350 т.
74
Основная часть трубчатых свай была погружена со дна котлована (это значительно легче и производительнее, чем погружение с поверхности грунта). В среднем на погружение 8-метрового звена затрачивали 6 ч, включая все вспомогательные операции.
Расчетная нагрузка на сваю была принята равной 400 т. Исходя из этого определили количество свай, составили план их расположения и только после этого приступили к работам.
Статические испытания двух контрольных свай по разным причинам задержались и были закончены только к тому времени, когда 50% свай были уже погружены. Критическая нагрузка при испытаниях составила 800 т, в то время как расчетная по графику испытаний могла быть принята 600 т (гл. IV). Полная осадка (по графику) при нагрузке 600 т составила 22 мм. Пользуясь этими данными контрольных статических испытаний, можно было уменьшить количество свай в 1,5 раза. Однако к этому времени половина свай уже была погружена и изменить план свайных фундаментов было поздно. Нагрузка на сваю оставлена 400 т, а количество свай — 112 штук. Фактическая стоимость свайных фундаментов гостиницы «Интурист», по данным «Эстонпроекта», составляет 7% от стоимости высотной части. Если бы были своевременно использованы данные статических испытаний, то стоимость свайного основания могла быть снижена до 5%.
3. Применение железобетонных свай с грунтовым ядром в промышленном строительстве
Использование железобетонных трубчатых свай большой грузоподъемности чрезвычайно упрощает работы по устройству фундаментов и создает возможность составления типовых проектов фундаментов промышленных сооружений. Приведем два примера.
На рис. 32 показан поперечный разрез лабораторного корпуса в Ленинграде, запроектированного и построенного Лен-промстройпроектом. Были применены сваи диаметром 1600 мм с грунтовым ядром, длиной 8 м, с головным и ножевым кольцами конструкции Ленгипротрансмоста (см. рис. 9 и 10), изготовленные на заводе Министерства транспортного строительства в Погре. Сваи погружали низкочастотным вибратором без удаления грунта из полости (рис. 33). Расчетная нагрузка на сваю составила 370 т. Расчетное сопротивление свай определялось нашим методом (гл. IV, п. 4) без проверки статическими испытаниями.
Интересным примером применения в промышленном строительстве свай большого диаметра с грунтовым ядром является постройка моста через р. Пряжку в Ленинграде.
75
Мост был запроектирован на деревянных сваях с низким ростверком, с двухрядными перемычками для ограждения котлованов (рис. 34). Затем проект переработали (рис. 35) В качестве фундаментов под устои моста было использовано по шесть свай диаметром 960 мм с грунтовым ядром, с толщиной стенок 7 см и длиной 24 м. Расчетную нагрузку на сваю
приняли равной 160 т.
Железобетонные сваи с
OOQV
грунтовым ядром могут успешно применяться в промышленном строительстве взамен столбовых и ленточных фундаментов при минимальной глубине погружения порядка 3—4 м, если только под их подошвой находятся пески средней плотности или другие сравнительно плотные грунты. Если же плотные слои грунта залегают на значительной
Рис. 32. Разрез лабораторного корпуса НИИ, построенного в Ленинграде на сваях диаметром 1600 мм
I — насыпной слой; II — мелкозернистый пылеватый песок; III— пылеватый суглинок
Рис. 33. Головы свай, погруженных на площадке лабораторного корпуса
76
глубине, то сваи большого диаметра по характеру своей работы и по грузоподъемности приближаются к опускным колодцам, выгодно отличаясь от последних простотой, производства работ и значительно более низкой стоимостью.
Сборные трубчатые сваи пригодны при переустройстве фундаментов реконструируемых цехов, например, при усиле-
ZIGOC"
Рис. 34. Проект моста через р. Пряжку на деревянных сваях
/ — насыпной грунт; // — супесь тяжелая; /// — суглинок ленточный; IV — суглинок переходный; V— суглинок моренный
нии фундаментов колонн под крановые пути. Обычные способы производства работ, связанные с земляными работами по устройству котлованов, требуют прекращения работ в цехе, в то время как погружение вибратором звеньев полых свай возможно в кратчайшее время без выполнения земляных
77
работ и нарушения работы цеха. Ограниченная высота помещения не мешает производству работ, так как всегда можно подобрать соответствующую длину звеньев сборных трубчатых свай.
700 1075 СМ 700
Рис. 35. Мост через р. Пряжку на железобетонных сваях с грунтовым ядром
/— пески и супеси; // — суглинки; /// — суглинки ленточные; IV — суглинки переходные; V— супеси; VI— суглинки моренные; VII— глина кембрийская
Большой эффект достигается при использовании свай с грунтовым ядром при строительстве водозаборных сооружений (вместо опускных колодцев), для опор линий передачи и т. д. Можно -полагать, что область применения полых железобетонных свай в промышленном строительстве будет 6bi-стро расширяться, вытесняя сплошные сваи квадратного сечения.
78
4. Применение железобетонных свай с грунтовым ядром в гидротехническом строительстве
Железобетонные сваи с грунтовым ядром были впервые применены в СССР и получили широкое распространение при строительстве морских причальных сооружений. Первым объектом, на котором они использовались, был причал 80—86 Лесного мола Ленинградского морского торгового порта (реконструкция осуществлялась в 1955—И 956 гг.).
По первоначальному проекту Ленморниипроекта предполагалось под подкрановый путь причала погрузить стальные сваи с уширениями, сваренные из корытного шпунта, весом по 4,2 т каждая. Применение железобетонных трубчатых свай диаметром 960 мм, запроектированных автором, снизило расход стали на одну сваю до 522 кг при том же количестве свай.
Успешный опыт использования нового типа свай привлек к ним внимание проектного института Ленинградского отделения Ленгипрорыбпрома и строителей Калининградского рыбного порта.
Ленгипрорыбпромом * были составлены для сравнения два проекта причала с глубиной воды у кордона 8,5 м: один на железобетонных сплошных сваях квадратного сечения 40X40 . (рис. 36) и второй на сваях диаметром 120 см с грунтовым ядром, с толщиной стенок 10 см (см. рис. 2). Полые сваи (рис. 5) были запроектированы с участием автора по ленинградскому образцу с ненапряженной арматурой. Второй вариант проекта осуществлялся в последующем многократно.
Сравнение стоимости свайных фундаментов по обоим вариантам приведено в табл. 13, причем глубина погружения полых свай приведена фактическая.
Из рисунков и таблицы видно, что одна полая свая заменила куст из четырех сплошных свай, кроме того, длина полых свай оказалась значительно меньше, чем сплошных. Последнее объясняется тем, что несущая способность трубчатых свай при опирании на пески определяется в основном лобовым сопротивлением при заглублении в пески всего на 1,5—2 м. Грузоподъемность же сплошных свай создается в основном сопротивлением по боковой поверхности, что и потребовало бы значительного заглубления их в песок, так как выше были расположены илы.
График статического испытания пробной сваи и геологические данные для этой первой секции приводятся в гл. IV. Расчетная нагрузка на сваю принята по проекту раЪной 240 тг хотя на основании графика испытаний ее можно было повысить минимум до 300 т.
* По инициативе и под руководством главного специалиста отдела портов |И. С. Меклера.|
79
После окончания строительства первой секции причала (по рис. 2) постройка причалов на сваях диаметром 1200 мм с грунтовым ядром развернулась по всем портам Балтийского моря. Общая длина таких причалов, построенных по проектам
Рис. 36. Проект причала на железобетонных сплошных напряженно армированных сваях сечением 40X40 см
а — план; б — поперечный разрез; 1 — сборные железобетонные плиты; 2 — куст из 4 свай
80
Ленгипрорыбпрома за последние 8 лет в г. Калининграде, Светлом, Клайпеде, Вентспилсе, Риге, Таллине для глубин у кордона от 4,5 до 11,5 м, составляет свыше 4 км, а общее количество причалов — 20.
Конструкция свай сохранена такой, какая была принята при постройке первой секции (рис. 5). Погружение их всюду производилось низкочастотным вибратором конструкции ЛИИЖТа. Работы по изготовлению и погружению железобетонных трубчатых свай осуществлялись трестом Балтморгид-рострой. Опыт, приобретенный этим трестом при работе с железобетонными трубчатыми сваями, дал возможность разработать правильную организацию рабочих процессов и внести ряд усовершенствований в производство работ, что в большой степени содействовало успеху дела. Особенно большое значение имела организацйя централизованного производства центрифугированных свай в Риге, откуда они развозятся по всем портам Балтийского моря.
По сравнению со старым методом устройства опор для причалов на сплошных сваях применение трубчатых свай в портах Балтийского моря уже дало несколько миллионов рублей экономии. По данным треста Балтморгидрострой и Ленгипрорыбпрома, стоимость 1 пог. м причала на трубчатых сваях диаметром 1200 мм составляет 2,6 тыс. руб. По сравнению с конструкцией на сплошных сваях достигается экономия: по металлу на 46%, по бетону на 62% и по трудозатратам на 42%. Средняя скорость возведения причалов составляет 50 пог. м в месяц. В табл. 14 даются результаты расчетов, произведенных институтом Оргтрансстрой [28].
В заключение приведем несколько иллюстраций. На рис. 37 показана постройка секции причала на трубчатых сваях диаметром 1200 мм в Калининградском морском рыбном порту.
Таблица 14
Расход бетона и трудоемкость на 1 пог, м причала
Тип конструкции причала Расход бетона и железобетона в мл Трудоемкость в чел.-дн. Коэффициент сравнения с эстакадным причалом на оболочках D=1.2 м
всего в том числе
изготовле- ние монтаж трудоемкости расхода бетона и железобетона
Эстакадный причал на оболочках D — 1,2 м 20,7 50 19,7 30,3 1 1
То же, на предварительно напряженных оболочках D = 1,6 м 25.1 ' 79,6 36,1 43,5 1,6 1,22
То же, на призматических сваях 30,2 81,6 40,3 41.3 1.64 1,46
81
Рис. 37. Постройка секции причала на железобетонныу сваях диаметром 1200 мм.в 1959 г.
го,Ом
Рис. 38. Причал на судоверфи (проект Ленгипрорыб прома)
/--насыпной слой; // — песок мелкий средней плотности
На одной из судоверфей был построен причал, поперечный разрез которого показан на рис. 38 (проект Ленгипрорыбпро-ма). Расчетная нагрузка на сваю принималась равной 280 т. На рис. 39 дан график статических испытаний пробной сваи. Из графика видно, что нагрузка в 280 т для этой сваи является явно заниженной, так как общая осадка составила всего только 10 мм, из которых почти 7 мм являются осадкой упругой. Но так как испытание имело целью проверить принятую расчетную нагрузку и производилось с одной из производственных
Рис. 39. График испыта-тания пробной сваи на судоверфи
Рис. 40. Проект пирса строящегося судоремонтного завода
/ — песок средней плотности; // — суглинок слоистый полутвердой консистенции; III —супесь пылеватая; IV — суглинок моренный; V — супесь моренная
83
Рис. 41. Причал на сваях диаметром 1600 мм
а — разрезы причала; / — предварительно напряженная свая диаметром-1600 мм; 2 — омоноличнванне голов свай; 3 — шпунт Ларсен V; 4 — верхнее строение: / — песок ф=28°; //— ил Ф=17°; ///—песок заиленный ф=22°; IV — галька; б — график статических испытаний одной сваи (испытание проведено
Ленморниипроектом в 1970 г.)
свай, решено было не доводить испытание до критической нагрузки, которая могла оказаться опасной для прочности стенок сваи. На рис. 40 показан разрез пирса строящегося судоремонтного завода с расчетной нагрузкой на сваю 270 т (проект Ленгипрорыбпрома).
Первостепенное значение для успеха внедрения железобетонных свай с грунтовым ядром в морское гидротехническое строительство имеет тот факт, что проектные организации системы Союзморниипроекта приняли этот тип свай в разработанных ими типовых проектах морских причальных сооружений.
Ввиду того, что нагрузка и глубина воды у кордона для причалов, проектируемых Союзморниипроектом, обычно больше, чем в рыбных портах, диаметр свай принят проектными организациями Союзморниипроекта равным 1600 мм, толщина стенок 120—150 мм (см. рис. 7, 8).. Большая длина и большой вес таких свай предопределили целесообразность предварительно напряженного армирования, хотя часто эти сваи применяются и с обычной арматурой. Расход стали на такие сваи несколько больше, чем в сваях Ленгипрорыбпрома, но при повышенной несущей способности их это не оказывает существенного влияния на экономику (см. табл. 12).
На рис. 41, а показаны два разреза свайного основания, запроектированного Ленморниипроектом для строящегося причала одного из северных портов. Расчетные нагрузки на сваю приняты 335—635 т. На рис. 41, б приведен график статического испытания одной из свай на причале (см. рис.41, а), произведенного Ленморниипроектом в 1970 г. Диаметр испытанной сваи равнялся 1,6 м, длина 24 м. Погружение производилось низкочастотным вибратором ВУ-1,6. Грунт из сваи удалялся, но в конце погружения было оставлено грунтовое ядро высотой, примерно равной D. После погружения сваи ее полость была заполнена песком. Из графика видно, что при достигнутой максимальной нагрузке в 1000 т общая осадка оказалась очень малой и составила всего 14 мм, в том числе упругая—8 мм, остаточная—6 мм. График испытания показывает далее, что нагрузка в 1000 т не была критической по грунту. Полученный результат подтвердил допустимость принятой расчетной нагрузки на сваю, равной примерно 600 т.
В проекте морского вокзала того же проектного института приняты диаметры свай 1600 мм, длина 13—20 м и нагрузка на сваю 400—600 т.
ГЛАВА IV
НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ СВАЙ С ГРУНТОВЫМ ЯДРОМ
1. Роль грунтового ядра и сравнительная оценка эффективности железобетонных свай с ядром в различных грунтовых условиях
Формирование грунтового ядра зависит от характеристики грунта, диаметра сваи, типа ножа, толщины стенок и метода погружения [18].
Не имея возможности повторять описание многочисленных производственных и лабораторных опытов, приведем результаты некоторых наиболее характерных из них, а также данные из новейшей практики.
Интересные результаты, характеризующие напряжения в грунте под подошвой свай, погруженных низкочастотным вибратором в песчаные грунты, получены при натурных опытах в квартале Юс Новых Черемушек в Москве (1961 г.). Испытания проводились Московским институтом типового экс-
Рис. 42. График статических испытаний сваи № 1 диаметром 780 мм в кв. 10с Новых Черемушек в Москве / — насыпной песок; // — глина пластичная; /// — песок среднезернистый средней плотности; IV — суглинок пластичный с включением гравия и щебня
«6
периментального проектирования (МИТЭП) и ВНИИГСом. Графики статических ипытаний четырех свай диаметром 780 и 640 мм представлены на рис. 42—45.
Из этих рисунков видно, что при глубине погружения, около 4 м несущая способность свай диаметром 780 мм оказалась равной 142 и 132 т, а для свай диаметром 640 мм—102 и 132 т. Если учесть, что при столь малой глубине погружения (притом, в насыпные грунты) боковое сопротивление незначительно и Им можно пренебречь, то напряжение под подошвой
Рис. 43. График статических испытаний сваи № 2 диаметром 780 мм в кв. Юс Новых Черемушек в Москве
/ — насыпной слой; // — глина пластичная; /// — песок среднезернистый глинистый средней плотности; IV — суглинок с включением гравия и щебня, пластичный; V — глина пластичная
Нагрузка 6 т
О 20 40 60 60 100 120 КО
Рис. 44. График статического испытания сваи № 13 диаметром 640 мм в кв. 10с Новых Черемушек в Москве
/ — насыпной грунт — супесь; // — глина пластичная с прослойками; /// — песок среднезернистый и .тонкозернистый средней плотности; IV — суглинок с прослойками песка и включением гравия, пластичный
87
сваи№ 14 диаметром 640 мм при предельной нагрузке оказывается равным 41 кг/см2 с учетом работы ядра и 94 кг/сл«2 по проекции кольцевой стенки сваи без учета работы ядра. Аналогично для сваи № 1 диаметром 780 мм напряжение под подошвой сваи с учетом работы ядра равно 30 кг!см2, а под стенками сваи без учета работы ядра—81 к£1см2*
Нагрузка 6 т
о го ьо 60 во юо ио ш)
Рис. 45. График статического испытания сваи № 14 диаметром 640 мм в кв. 10с Новых Черемушек в Москве 1^- насыпной слой — супесь; II — глина пластичная; III — песок среднезернистый и тонкозернистый средней плотности; IV — суглинок с прослойками песка и включением гравия, пластичный;
V — глина пластичная
Столь высокие напряжения по подошве достигнуты при очень быстром погружении (рис. 46). Из рисунка видно, что при дальнейшем вибропогружении несущая способность свай № 13 и 14 могла быть еще повышена.
Интересным примером является свая № 2, расположенная вблизи сваи № 1, которая после погружения на глубину 3 м
2: D=18 см', 6=8 ел; Fbrutto=4800cA<2; Fnetto= 1760 ел/2:
= 30 кЦсм^', cnett0 = “S™0 = 81 KzjCM'\ --------------------- 1 ZoU
* Сваи № 1 и _ 142 000 brutt0 4 800 max max
Сваи № 13 и 14: Z)=6T см\ B=8 см; Fbrutto 132000 л1 > 9.
rbrutto 3220 41 gnetto “
max max
3220 см2\
132 000 — Q4 кг'см2
1400
88
была откопана с удалением части ядра. После этого сваю поставили на старое место и погрузили до отметки — 4,30 лс
так, что в непотревоженный грунт, тугопластичную глину и песок она оказалась заглубленной только на 1,3*м. График погружения этой сваи дан на рис. 43.
Несущая способность этой сваи, как видно из рис. 43, составила 132 т, т. е. примерно на 10% меньше, чем у сваи № 1
того же диаметра, погруженной в непотревоженный грунт на 4 м (рис. 42).
Этот опыт показывает, что боковое сопротивление сваи действительно было очень мало, поэтому величина напряжения под подошвой, рассчитанная без учета бокового сопротивления, оказалась близкой к фактической. Поскольку свая работала как стойка, стало возможно почти совершенно точно определить напряжение под ее подошвой, которое составило около 28 кг/см2 с учетом работы ядра и 75 кг/см2 под стенками сваи без учета работы ядра. Опытами в Новых Черемушках в Москве факт участия грунтового ядра в передаче вер-
Рис. 46. График погружения свай № 13 и 14 диаметром 640 мм в кв. Юс Новых
Черемушек в Москве
1 — для сваи № ГЗ; 2 — для сваи № 14
тикальной нагрузки совместно со стенками сваи доказан весьма убедительно.
Кроме того, из опыта заглубления свай в непотревоженный грунт всего на 1,3 м, когда напряжения по подошве достигали примерно 28 кг/см2, следует, что для таких свай влияние-внешней пригрузки не имеет того важного значения, как для обычных фундаментов.
Сваи с грунтовым ядром, снабженным ножом, скошенным внутрь, и погруженные низкочастотным вибратором на минимальную глубину в пески, способны передавать на грунт нагрузки во много раз большие, чем массивные фундаменты или сплошные сваи с той же площадью по внешнему очертанию. Это имеет важное значение для строительства, так как при
89>
неглубоком залегании плотных грунтов сваи с грунтовым ядром можно рассматривать как вдавленные фундаментные стойки, экономичные как по трудоемкости, так и по расходу материалов.
Весьма интересное сравнение удельной грузоподъемности произведено в табл. 15, где результаты статических испытаний свай, использованных на строительстве в Новых Черемушках, сравнены с результатами статических испытаний штампа
Рис. 47. График погружения сваи № 2 диаметром 780 мм в кв. Юс Новых Черемушек в Москве
I, 2 — погружение сваи после частичного извлечения ядра
-30X30 см в виде стальной сваи с пирамидальным башмаком, погруженного дизель-молотом в том же котловане. Испытания штампа проводили МИТЭП и НИИ оснований и подземных сооружений Госстроя СССР [7].
Из таблицы видно, что средняя удельная грузоподъемность <вай с грунтовым ядром составила 204 т на 1 м3 железобетона или оказалась в 2,2 раза больше, чем для сплошной сваи на единицу ее объема, хотя штамп был погружен на 2 м глубже,
Рациональное использование материала в рассматриваемых сваях видно также из того, что напряжения в их железобетонных стенках достигают очень больших значений, не встречающихся в сплошных сваях. Так, в упомянутых выше сваях, погруженных в Новых Черемушках, при критической нагрузке по грунту напряжения в стенках достигли 108 кг!см2
90
Таблица 15
Сравнение свай с грунтовым ядром и призматического штампа
№ опытной сваи Тип сваи Диаметр сваи в мм или сечение в см Тип ножа или башмака Глубина погружения в м Метод погружения Нагрузка предельная в т Удельная грузоподъемность в т(м*
1 С грунтовым ядром 780 Кольцевой СО СКОСОМ внутрь 4,20 Вибратором ВП-1 142 205
2 То же 780 То же 4,28 То же 132 188
13 и 640 У» 4,38 п 102 178
14 и 640 У» 4,16 и 132 245
Штамп Сплошная стальная 30-30 Башмак пирамидальный 6,00 Дизель-молотом 50 92
(свая № 14); в свае, испытанной в Калининграде,— 100 кг!см2\ в Каунасе при нагрузке в 424 т, которая еще не была критической,— 123 кг/см2-, в Зеленодольске при нагрузке ниже расчетной— 90 кг/см2} в Таллине при критической нагрузке во время испытаний сжимающие напряжения в стенках без учета продольной арматуры составили 200 кг/сти2, в одном из северных портов (рис. 41, б) — 140 кг/см2.
Высокие напряжения в стенках свай объясняются их удачной конструкцией. Свая с грунтовым ядром взаимодействует с грунтом как сплошная сечением brutto при малом объеме и высоком использовании материала стенок в сечении netto.
Весьма интересным примером из практики является применение при строительстве в Калининградском рыбном порту (см. гл. III) полых свай диаметром 1200 мм, длиной 13 м вместо кустов из 4 сплошных свай сечением 40X40 см, длиной 19,5 м, которые были запроектированы ранее. На каждой опоре получили экономию железобетона 12,48—4,48=8 ;и3.
Боковое сопротивление полой сваи в илистых грунтах была ничтожно, и ее несущая способность (рис. 48), по существу, определялась только сопротивлением по подошве в песках, в которые свая была заглублена всего на 1,5 м или на 1,2 диаметра.
Большой интерес представляют результаты статического* испытания сваи с грунтовым ядром, погруженной в Таллине под высотную гостиницу «Интурист» (см. рис. 9 и 10). Диаметр сваи 1200 мм, толщина стенок 120 мм (конструкция Лен-гйпротрансмоста), содержание продольной арматуры 3%.
9t
Свая длиной 20 м погружалась без выемки грунта из полости вибратором ВП-160 Люберецкого завода. График испытаний приведен на рис. 49.
Критическая нагрузка на сваю, по данным Ленинградского отделения Фундаментпроекта, производившего испытания, равнялась 800 т. Общая осадка при критической нагрузке
Нагрузка В т
Рис. 48. График статического испытания сваи диаметром 1200 мм в Калининградском морском рыбном порту
I — ил; // — заиленный песок; /// — глина; IV— песок мелкозернистый плотный
оказалась равной 35 мм, из которых примерно 22 мм составила упругая осадка. Расчетное сопротивление сваи Р = 0,7Рк = = 560 т.
Результаты этого испытания убедительно показывают эффективную работу грунтового ядра. Действительно, из рис. 49 видно, что грунтовые напластования, пройденные сваей, могли вызвать только очень малое сопротивление по боковой поверхности (песок пылеватый, супесь текучая, ленточные глины текучепластичные, супеси и пески пылеватые, пластичные, с прослойками глины), и сопротивление сваи зависело в основном только от слоя мелкого плотного песка, на который она опиралась, войдя в него на небольшую глубину.
Под подсчету ЛО Фундаментпроекта, производившего испытания [29], расчетное боковое сопротивление сваи, определенное по СНиП 11-Б. 5—67, составило 160 т или нормативное (при критической нагрузке) - =230 т. Следовательно,
критическое сопротивление по подошве было 800—230=570 т. При площади подошвы brutto, т. е. с учетом ядра, напряжение
92
под подошвой при достижении критической нагрузки оказа-лось равным 1Гзоб~ = ^0 кг/см2. Если же работу ядра не учитывать, как это рекомендуется СНиП П-Б.5—67, и считать сопротивление сваи только по торцу железобетонных стенок, тогда приходится допустить, что напряжение в грунте под
Нагрузка 6 т
10
2
20
16-
100 200 300 U00 500 600 700 800
30
<3
12
сз
1U
ио
v
16
20-
VI
III — песок пылеватый глина текучая; пластичная с прослойками
Рис. 49. График статического испытания в Таллине на стройплощадке гостиницы «Интурист»
/—песок пылеватый средней плотности; II — супесь текучая с прослойками пылеватого песка;
/V —ленточная глина текучая; V — супесь пластичная с прослойками пылеватого песка и ленточной глины; VI — песок мелкий плотный
О
жлг
570 000
4 070 '
стенками составляло можно. Напряжения
= 140 кг! см2, что явно невоз-
по материалу также оказались на пре-
деле, так как сжимающие напряжения в стенках при критиче-о „ 800000
скои нагрузке с учетом продольной арматуры gi= 480Q ^170 кг!см2.
Очень интересным примером является отмеченная выше (см. рис. 32) постройка лабораторного корпуса в Ленинграде (Ленпромстройпроект), где трубчатые сваи с грунтовым ядром диаметром 1600 мм, с толщиной стенок 120 мм, длиной Ъм передают расчетную нагрузку 370 т. Без участия грунтового
ядра такая нагрузка немыслима.
2. Осадки свай с грунтовым ядром и их расчет по второму предельному состоянию
Нагрузка на сваю может лимитироваться не ее несущей способностью или расчетным сопротивлением (см. § 4—6 настоящей главы), а величиной полной или упругой осадки,
93
допускаемой для данного сооружения. В этом случае вопрос решается на основе графика осадка — нагрузка, полученного в результате статического испытания пробных свай по стандартной методике. Ориентировочное решение может быть принято с учетом результатов прежних испытаний свай в аналогичных условиях на основе формулы
Ncr}h Na
До = Дп + -£>- + -^- , (IV. 1)
где Ло и Дп — осадка соответственно головы и подошвы сваи; h и а — соответственно глубина погружения и высота надземной части сваи;
Е и Fn— модуль упругости бетона сваи и площадь ее приведенного сечения;
/V и Мер — полная нагрузка на сваю и среднее сжимающее усилие в ее погруженной части.
Среднее сжимающее усилие может определяться с достаточной точностью в зависимости от лобовой Рл и боковой Рб составляющей расчетного сопротивления Р = Рл + Рб сваи по грунту:
МР = и - +Р0,5/>° = М1 - °’5 -г1 У (1 v. 2>
Полная осадка Дп определяется нагрузкой, напластованиями грунтов под подошвой сваи и степенью их уплотнения при погружении, т. е. зависит от формы ножа сваи и метода погружения. Наименьшие осадки дают сваи с ножом, скошенным внутрь, погруженные низкочастотным вибратором до опирания на пески, залегающие большой толщей или подстилаемые плотными глинистыми грунтами. Столь же благоприятно опирание на твердые или тугопластичные глины. Обычно в этих условиях осадки' не превышают 10 мм. Несколько большую осадку дают сваи, под подошвой которых залегает слой песка небольшой мощности, подстилаемый мягкопластичными глинами или песками с примесью глины. Расчетному сопротивлению этих свай обычно соответствует осадка порядка 20 мм.
Для свай, которые должны подвергаться многократному повторному загружению временной нагрузкой, решающее значение может иметь не полная величина осадки, а осадка упругая, вызываемая действием временной нагрузки РВр» добавляемой к нагрузке постоянной РПост-
Упругая осадка от действия временной нагрузки может определяться по формуле:
А __ ^вр । (^вр 0,5Р6)л Рвра
Двр~ КпРв + FFn
где FB — площадь сечения сваи по ее внешнему очертанию;
Кп — коэффициент постели для грунта под подошвой;
94
Р6 — доля временной нагрузки, воспринимаемая боковым сопротивлением (остальные обзначения прежние).
Ориентировочно можно считать
(IV.4)
т. е. что относительная величина бокового сопротивления для временной нагрузки такая же, как при расчетном сопротивлении.
Значения коэффициента постели Лп должны приниматься на основании результатов статических испытаний в аналогичных условиях. При опирании на песок свай, погруженных низкочастотным вибратором, величины Кп оказываются такими же (204-100 кг!см? = 20 000 + 100 ООО т!м3), как для песчаника или известняка [30]. Например, свая в Таллине при критической нагрузке 800 т дала упругую осадку 22 м (рис. 49). При этом боковое сопротивление сваи было 230 т, а подошвой передавалась нагрузка 800—230 = 570 т.
Упругое укорочение —А/ сваи определялось двумя последними членами формулы (IV.3). При Рвр=800 т; Рб = 230 т; а = 0; h=2Q м\ Е = 3,5ХЮ6 г/jw2; Fn=F0(l +np) =0,407 (1+бХ X0,03) =0,48 м2
А , (800 — 0,5 • 230) 20 А ААО. о
~Д/~ 3,5 • Т(>! • 0,48 = 0,0081 М^8 ММ‘
Таким образом, упругая осадка основания была 22—8 = = 14 лш = 0,014 м. Выражалась она первым членом формулы (IV.3). Следовательно, коэффициент постели уплотненного песчаного основания таллинской сваи при £в=1,13 м2
Кп= 1'13 0^14"= 36 000 m / Jf3 = 36 нг1см?-
Аналогично для калининградской сваи (см. рис. 48) при Рвр=340 т; Р6 =51 т; а~Л^6,5 м\ £ = 3,5Х 106 т/м2\ FB= 1,13 ж2; £п=0,345(1 +6X0,009) =0,364 м2 получаем:
А/ (340 - 0,5 51)6,5 , 340 - 6,5 А AAQQ „
_ Д1 = 3,5 • 10» • 0,364 + 3,5 • 10» • 0,364 = 0,0033 М’
упругую осадку основания 8,5—3,3 = 5,2 мм,
Кп = -гтрттй?- = 50 000 m/м3 = 50 кг/см3.
Следует рекомендовать опытное определение коэффициента постели в конкретных условиях.
95
3. Значение «отдыха» свай в мягко- или текучепластичных глинистых грунтах и пылевато-илистых супесях
При опирании на глинистые грунты мягкопластичной и текучепластичной консистенции или пылевато-илистые супеси сваи с грунтовым ядром оказываются эффективными только» при условии достаточно длительного «отдыха» после погружения.
Вибропогружение свай в мягкопластичные глинистые грунты и водонасыщенные пылевато-илистые супеси вызывает разжижение последних с переходом физически связанной воды в свободную воду. Это наблюдается также при забивке свай молотом или дизель-мОлотом, но в значительно меньшей степени. После прекращения вибрационного воздействия на грунт начинается обратная трансформация — свободная вода переходит в физически связанную воду. Вследствие этого, а также в результате взаимодействия частиц грунта происходит частичное или полное восстановление прочности грунта и возникновение связей между грунтом и стенками сваи. Этот процесс продолжается обычно длительное время, в течение которого несущая способность сваи медленно нарастает, поэтому статические испытания погруженной сваи рекомендуется производить не сразу, а по истечении некоторого времени «отдыха» сваи. Проф. Б. Д. Васильев считал, что для забивных свай в глинах «отдых» должен быть порядка 10—20 дней, а для пылевато-илистых супесей — значительно больше. При опытах в Рязани установлено, что оптимальный «отдых» составляет не менее 4 месяцев [27]. Проф. Б. М. Гуменский предлагает установить средний срок «отдыха» для забивных свай в глинах 30 дней [31], а зарубежные специалисты рекомендуют «отдых» от 1 до 6 месяцев [32 и 33].
Занижая учитываемый «отдых», мы занижаем расчетное сопротивление сваи вертикальным нагрузкам, а следовательно, увеличиваем количество свай, стоимость и длительность строительства. В особенности это относится к железобетонным сваям с грунтовым ядром, так как, во-первых, сваи погружаются преимущественно вибропогружателями, а этот метод особенно сильно действует на грунт; во-вторых, ввиду наличия грунта снаружи и внутри сваи площадь соприкосновения бетона и грунта, отнесенная к 1 м2 железобетона, оказывается высокой и роль сил бокового сопротивления, зависящих от сцепления грунта с бетоном, весьма значительной.
При надлежащем «отдыхе» несущая способность свай с грунтовым ядром в глинистых грунтах оказывается, хотя и меньше, чем при опирании на пески, но все же довольно значительной (рис. 50, [18], табл. 5). Опытами в кварталах 28—29 Малой Охты установлено влияние «отдыха» и в пылеватых супесях и суглинках (рис. 51).
96
На основании опытов, а также результатов статических испытаний ряда свай, проведенных через 3—6 месяцев после погружения ([18], табл. 5, 6), полагаем, что минимальным «отдыхом» в глинистых грунтах и пылевато-илистых супесях для вибропогруженных железобетонных трубчатых свай надо считать срок 3 месяца. При таком «отдыхе» проектная несущая способность свай будет близка к фактической эксплуатационной и-больших экономических потерь не будет.
Рис. 50. График статического испытания экспериментальной сваи № 1 диаметром 960 мм в Ленинградском торговом порту
1 — через 107 дней после погружения; 2 — через 100 дней после первого испытания
Нагрузка б т
Рис. 51. График статических' испытаний свай диаметром 500 лш на Малой Охте в Ленинграде в супесях с различным «отдыхом»
/ — насыпной грунт; // — супесь пылеватая; /// — торф; ///а — супесь заторфованная; IV — суглинок пылеватый; V — песок мелкозернистый; VI — глина ленточная
В тех случаях, когда ждать 3 месяца с полной нагрузкой на сваи нельзя, можно ускорить упрочнение грунта и повысить несущую способность свай путем воздействия на грунт постоянным током, как это делается при погружении свай, но только с переменой полюсов. Этот метод был проверен автором на причале 80—86 Лесного мола Ленинградского морского порта [10].
97
Испытуемая свая № 2 диаметром 960 мм была снабжена обшивкой из кровельного железа на высоту 1 м от ножа, присоединявшейся к положительному полюсу. Отрицательным электродом служила стальная свая, сваренная из 2 шпунтин и погруженная на расстоянии 2,4 м от испытуемой. Под воздействием постоянного тока частицы воды, находящиеся
Н агрузка в т
в грунте, перемещались к отрицательному электроду (металлической свае), а частицы грунта — к положительному (испытуемой свае). Источником
Рис. 52. График статических испытаний экспериментальной сваи № 2 диаметром 960 мм в Ленинградском морском торговом порту . с применением электрофореза
1 — первое испытание; 2 — второе испытание
постоянного тока служил электросварочный агрегат САК 2-1, который давал возможность получения тока напряжением 60 в и силой 300 а.
Вначале свая № 2 после погружения «отдыхала» 33 дня и затем была испытана статической нагрузкой, причем предельная нагрузка оказалсь равной 135 т ([18], табл. 5). Затем через сваю № 2, грунт и металлическую сваю был пропущен постоянный ток. За 16 ч работы в течение 3 дней с перерывами было израсходовано 300 квт-ч электроэнергии.
После, обработки грунта током через 9 дней после первого испытания провели второе. Предельная нагрузка оказалась равной 210 т, т. е. первоначальная грузоподъемность сваи 33-дневного возраста увеличилась на 45%. На рис. 52 показаны совмещенные графики осадка — нагрузка первого и второго испытаний сваи № 2.
Аналогичный опыт был проведен в 1961 г. Всесоюзным научно-исследовательским институтом гидротехники им. Б. Е. Веденеева (лабораторией Б. Ф. Рельтова) на стройплощадке Литовской ГРЭС путем сравнения усилий выдергивания полых свай диаметром 1200 мму длиной 6,5 м, погруженных вибратором ВП-80. Выдергивающее усилие после обработки постоянным током увеличилось на 40% [34].
Зависимость несущей способности полых свай, погруженных в глинистые грунты, от длительности «отдыха» и обра
98
ботки грунта, окружающего сваю, постоянным током в последние годы изучалась и другими исследователями, которые также отмечают большое значение продолжительности «отдыха» и высокую эффективность применения постоянного тока [35].
Осадка свай в глинах ^ягкопластичной консистенции при критической нагрузке ([18], табл. 5) больше, чем при опирании на пески, но для допускаемой нагрузки, определенной как 0,7 от предельной, после длительного «отдыха» она так же незначительна, как и в песках (обычно меньше 10 мм).
Особенно важным для глинистых грунтов мягкопластичной консистенции является вопрос о возможности увеличения осадок свай с грунтовым ядром со временем при длительной, эксплуатации.
Насколько известно, длительных опытов по изучению» долговечности таких свай в глинах различного минералогического состава и влажности пока не производилось.
В некоторой мере ответом на этот вопрос может служить, опыт эксплуатации построенных сооружений. Так, подкрано* вый путь причалов 80—86 Лесного мола Ленинградского морского торгового порта, основанный на полых сваях с грунтовым ядром, погруженных в мягкопластичные глинистые грунты, эксплуатируется уже около 15 лет. Подкрановый путь работает нормально, трещин и деформаций свай и верхнего строения не наблюдается.
Вторым примером может служить мост через р. Пряжку в Ленинграде (см. гл. III), основанный на полых сваях с грунтовым ядром, наружным диаметром 960 мм, погруженных, в ленточные глины и моренные суглинки. Мост построен-в 1958 г. Каких-либо повреждений (трещин и пр.) в верхнем, строении и сваях не замечено.
Резюмируя сказанное о несущей способности трубчатых свай с грунтовым ядром в мягкопластичных глинистых грунтах и пылеватых супесях, отмечаем, что несущая способность таких свай ниже, чем при опирании на пески и плотные глинистые грунты, но становится достаточно высокой после «отдыха», который должен быть не меньше 3 месяцев, но может быть сокращен уплотнением грунта около сваи путем электрофореза.
В глинистых грунтах текучепластичной консистенции и текучепластичных супесях висячие сваи, т. е. сваи, сопротивление которых зависит от сопротивления по боковой поверхности, имеют малую несущую способность. В таких грунтах при невозможности опереть сваи подошвой на более плотные слои целесообразно применять полые сваи-оболочки достаточно большого диаметра, закрытые снизу, как это иногда и делается на практике [24].
99
4. Определение расчетного сопротивления железобетонных свай с грунтовым ядром по геологическому разрезу
Определение расчетного сопротивления свай с грунтовым ядром сильно отличается от способа, обычно применяемого для сплошных свай, хотя в том и в другом случае оно производится по одним и тем же методам, на основе одних и тех же данных, а именно:
1) по данным погружения пробных свай;
2) расчетом по данным геологического обследования строительной площадки;
3) по результатам испытания свай статической нагрузкой.
Во всех случаях переход от несущей способности свай к расчетному сопротивлению осуществляется введением коэффициента однородности k, который по СНиП П-Б.5—67 принимается равным 0,7. Определение несущей способности железобетонных трубчатых свай по данным погружения уже рассмотрено выше (см. гл. II).
Определение расчетного сопротивления железобетонных трубчатых свай с грунтовым ядром на вертикальную нагрузку по данным геологических изысканий применяется в процессе проектирования. При сравнении возможных вариантов фундаментов возникает необходимость приближенного определения расчетного сопротивления по материалам геологического обследования строительной площадки с дальнейшим его уточнением в процессе погружения и статическими испытаниями пробных свай.
Ввиду того, что полые сваи- с грунтовым ядром по условиям своей работы в грунте сильно отличаются от обычных сплошных свай, необходимы специальные указания по их расчету. До настоящего времени общесоюзной методики расчета полых свай с несущим грунтовым ядром нет, а в некоторых выпущенных нормативных документах содержатся грубые ошибки.
На основе обширных экспериментально-производственных работ, начатых по инициативе автора и проводившихся под его руководством в течение почти 10 лёт, с учетом последующего опыта эксплуатации тысяч железобетонных свай с грунтовым ядром на многих объектах удалось разработать метод расчета несущей способности таких свай на вертикальную нагрузку, применимый и вполне надежный для свай диаметром до 2000 мм.
Этот метод изложен ниже и принят в нормах на проектирование причальных сооружений Министерства морского флота ВС^ф67 136 и 37]. Помимо этого документа, для расчета трубчатых свай, погружаемых без выемки грунта из их полости, в настоящее время могут применяться:
100
1) CH 200 — 62, прилож. 21, утвержденные Госстроем СССР для мостовых опор. В этих нормах общепринятые методы расчета несущей способности и расчетного сопротивления сплошных свай распространены с некоторыми оговорками на трубчатые сваи с грунтовым ядорм внешним диаметром до 800 мм [38];
2) МСН 171—68 — временные указания по расчету трубчатых железобетонных свай диаметром от 0,8 до 1,6 м, утвержденные Главспецпромстроем Минмонтажспецстроя СССР 139].
Ниже излагается методика расчета по всем трем упомянутым документам, даются примеры, сопоставляются результаты расчета с результатами статических испытаний свай в натуре.
Помимо трех названных нормативных документов по расчету несущей способности железобетонных свай с грунтовым ядром, в 1968 г. вошел в действие еще СНиП П-В.5—67, в ко-торОхМ дан метод расчета свай-оболочек с выемкой грунта из полости и оставлением грунтового ядра на высоту порядка двух диаметров. Этот тип свай отличается от рассматриваемого, потому указания СНиП П-Б.5—67 нами не анализируются.
То же самое ^относится к ВСН 78—62, утвержденным Мин-трансстроем для свай-оболочек с «грунтовой пробкой», применяемых в мостостроении, грунт из которых при погружении также удаляется. Сопоставление с этими нормами было опубликовано ранее [18].
Изложение трех указанных выше методов расчета начнем с СН 200—62, прилож. 21.
Метод СН 200—62
Основная формула этого документа для расчетного сопротивления свай вертикальной нагрузке по грунту относится в основном к сплошным сваям и имеет вид:
Р = 0,7m (/<НЛВ+ (IV.5)
где 0,7 — принятый коэффициент однородности грунта;
т=1 — коэффициент условий работы;
/?н — нормативное сопротивление (т/м2) грунта основания у острия сваи, определяемое по табл. 16;
— площадь поперечного сечения нижнего конца сваи по ее внешнему очертанию в м2\
U — периметр поперечного сечения сваи в м\
f't — нормативное сопротивление /-го слоя грунта основания (в т/м2) по боковой поверхности сваи, принимаемое по табл. 17, за исключением случаев наличия торфа, проходимого сваей;
li — толщина r-го слоя грунта, пройденного сваей, в м\
101
Таблица 16»
Нормативное лобовое сопротивление /?нв mjM2
Пески и супеси средней плотности
Глубина забивки гравелистые крупные — средней крупности мелкие пылеватые
свай в м Суглинки и глины при консистенции В
0,0 0.1 0.2 0,3 0.4 0.5
4 820 530 380 280 180 120
5 880 560 400 300 190 130
7 950 600 430 320 210 140
10 1050 680 490 350 240 Г50
15 1170 750 560 400 280 160
20 1260 820 620 450 310 170
25 1340 880 680 500 340 180
30 1420 940 740 550 370 190
35 1500 1000 800 600 400 200
Примечания. 1. При плотных песках и супесях значения R увеличиваются на 30?£.
2. При погружении свай вибрацией величина сопротивления подошвы F к умножает-В
ся на соответствующее значение а*., взятое по табл. 18.
3. Для забивных сван, а также для труб диаметром не более 0.8 м, погружаемых забивкой в любые грунты (а вибропогружателями — только в песчаные грунты) с открытым И нижним концом и с оставлением грунтового ядра на высоту не менее 3 м, величина R определяется по табл. 16.
«г — поправочный коэффициент, принимаемый для свай-оболочек по табл. 18.
Как уже указывалось, формула (IV.5) дается для определения несущей способности сплошных свай. Ограниченная возможность применения этой формулы к сваям с грунтовым ядром определяется примеч. 3 к табл. 16.
Метод .автора, принятый в
ВСН 3—67*
ММФ
Метод расчета, предложенный автором и принятый в «Указаниях по проектированию морских причальных сооружений отличается от изложенного метода СН 200—62 сле-ММФ
дующим:
1) учетом влияния на несущую способность свай их конструкции и метода погружения путем введения не одного, а двух установленных на основании работ автора поправочных коэф-
* Утверждены Министерством морского флота 17 октября 1967 г.
102
Таблица 17
Нормативное боковое сопротивление /" в т/м2
Средняя глубина расположения слоя грунта в м Пески и супеси Суглинки и глины при консистенции В
крупные и средней крупности мелкие пылеватые 1 0.2 0.3 0.4 0.5 0,6 ? 0.6
1 3,5 2,3 1,5 3,5 2,3 1,5 1.2 0,5 0,2
2 4,2 3,0 2,0 4,2 3,0 2,0 1,7 0,7 0,3
3 4,8 3,5 2,5 4,8 3,э 2,5 2,0 0,8 0,4
4 5,3 3,8 2,7 5,3 3,8 2.7 2.2 0,9 0,5
5 5,6 4,0 2,9 5,6 4,0 2,9 2,4 1,0 0,6
7 6,0 4,3 3,2 6,0 4,3 3,2 2,5 1.1 0,7
10 6,5 4,6 3,4 6,5 4,6 3,4 2,6 1.2 0,8
15 7,2 5,1 3,8 7,2 5,1 3,8 2,8 1,4 1,0
20 7,9 5,6 4,1 7,9 5,6 4,1 3,0 1.6 1,2
25 8,6 6,1 4,4 8,6 6,1 4,4 3,2 1.8 —
30 9,3 6,6 4,7 9,3 6,6 4.7 3,4 2,0 —
35 10,0 7,0 5,0 10,0 7,0 5,0 3,6 2.2 —
Примечания. 1. При погружении в пески и супеси с подмывом и добивкон после отключения подмыва вводится коэффициент 0,9.
2. При промежуточных значениях глубины или консистенции следует пользоваться интерполяцией.
3. Глубина расположения слоя грунта отсчитывается от наинизшего уровня воды или от дневной поверхности до середины толщины данного слоя.
4. При наличии торфа боковое сопротивление слоев грунта, лежащих выше нижнего слоя торфа, вводится со знаком минус, причем для торфа /”~0,5 т/м- независимо от глубины залегания.
фициентов at и «2 к значениям нормативного лобового и бокового сопротивлений;
2) некоторым уточнением табличных значений /?н и особой методикой определения нормативных сопротивлений для глинистых грунтов с консистенцией В>0,5;
3) учетом влияния «отдыха» на несущую способность свай в мягкопластичных глинистых грунтах;
Таблица 18
Коэффициент а/
Тип сваи Забивка Вибропогружение в грунты
песчаные супеси суглинки глины
Сваи-юбо-лочкн . . 0,9 1,0 0,9 0,7 0,6
103
Таблица 19
Нормативное лобовое сопротивление А?" грунта основания в плоскости подошвы свай в т м2
Глубина погружения свай в м Нормативное сопротивление песчаных грунтов средней плотности
1 средней крупности мелких •
гравелистых крупных — пылеватых
глинистых грунтов консистенции В
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0.6
3 750 700 650 400 300 290 200 180 120 120 100 60
4 830 660 510 380 300 250 190 160 125 70
5 880 670 620 400 310 280 200 130 80
7 970 690 430 330 220 140 85
10 1050 730 500 350 240 150 90
15 1170 750 560 400 280 160 100
20 1260 820 620 450 310 170 по
25 1340 880 680 500 340 180 120
30 1420 940 740 550 370 190 130
Примечания. 1. В числителе дается сопротивление песчаных грунтов, в знаменателе — глинистых. 2. Для определения 7?н при промежуточных значениях глубины погружения или консистенции следует пользоваться интерполяцией.
4) распространением предлагаемого метода расчета на сваи с грунтовым ядром внешним диаметром 2000 мм.
Распространение метода на сваи диаметром до 2000 мм основывается на том (и является достаточно осторожным), что метод, разработанный на основе испытаний свай диаметром от 500 до 1200 мм, подтвердился и испытаниями свай диа^ метром 1600 мм, которые уже находят в настоящее время широкое применение в морском гидротехническом строительстве.
Расчетная формула нашего метода имеет вид:
р = 0,7/n(a> R"FB + и'Ъ
(1V.6)
Нормативные значения удельного лобового сопротивления принимаются по табл. 19*, за исключением случаев опирания
* Эта таблица в основном совпадает с соответствующей таблицей СНиП П-Б.5—67.
104
Таблица 20
Таблица 21
Условное расчетное сопротивление грунта основания R' в т!м2 на глубине 2 м для грунтов консистенции 0,5 < В < 0,75
Нормативное боковое сопротивление грунта в т1м2 при В>0,5 и длительном „отдыхе44
Наименование грунта Коэффициент пористости R’ Наименование грунта Консистенция грунта ГН J 1
Супеси 0,5 20. Супеси . . 0,5 < В < 0,75 2,8
Суглинки . . . 0,5 18 0,75 <В<1 1,4
0,7 13 Суглинки
Г лины 0,5 28 и глины 0,5 < В < 0,75 2,8
0,6 20 0,75 < В < 1 2,0
0,8 14 в>1 1.0
на мягкопластичные (В>0,5) глинистые грунты и супеси, когда при длительности «отдыха» более 15 суток для свай с грунтовым ядром, снабженных ножом со скосом внутрь и по-, груженных низкочастотным вибратором,
/?н = 2[/?'-НМА-2)], (IV7)
где /?' — условное расчетное сопротивление грунта на глубине 2 м, принимаемое по табл. 20;
h — глубина погружения сваи в грунт в м;
у — объемный вес грунта в т/м3\ kk}=2— для супесей и суглинков; kkx =1,5—для глин.
Нормативные значения удельного бокового сопротивления принимаются по табл. 17*, за исключением слоев глинистого грунта консистенции В?>0,5 при длительном «отдыхе». В последнем случае табл. 17 заменяется табл. 21 независимо от глубины заложения слоя. При наличии торфа среди проходимых сваей слоев грунта нормативное сопротивление /7 вышележащих слоев вводится в формулу (IV.6) со знаком минус. Для слоев торфа /7 = 0, т. е. сопротивление торфа не учитывается. Значения коэффициентов си и аг определяются по табл. 22 и 23.
Наряду с определением при В>0,5 по формуле (IV.7) лобового сопротивления грунта основания, обеспечивающего его устойчивость против выпирания в стороны, рекомендуем
* Эта таблица в основном совпадает с соответствующей таблицей СНиП П-Б.5—67.
105
Таблица 22
Значение коэффициента
№ п/п Конструкция железобетонной сваи Грунт под подошвой сваи Метод погружения № таблицы для определения «н а, при продолжительности „отдыха*в месяцах
до 1 1-3 з
1 С кольцевым скошенным под 30—45° ножом, внутрь Мощный слой песков средней плотности или глинистый грунт консистенции В^0,4 Низкочастотным вибратором, жестко связанным со сваей 19 1,3 1,3 1,3
2 То же Супеси То же 19 0,9 0,9 0,9
3 я Суглинки В =0,5 п 19 0,7
4 я Глины В =0,5 я 19 0,6
5 я Суглинки и глины В=0,5 я 20 До 0,5* 0,7 1,0
6 я По строке 1 Забивка 19 1,0 1,0 1,0
7 Без ножа Пески или тугопластичные глины и суглинки Забивка дизель-молотом или низкочастотным вибратором без крепления его к свае 19 0,7 0,7 0,7
* При „отдыхе* до 15 суток ах=0, при „отдыхе* 0,5-1 месяца а^О.5.
Таблица 23
Значение коэффициента а2 для свай, погруженных низкочастотным вибратором, жестко скрепленным со сваей
№ п/п Г руит Консистенция В № таблицы для определения аа при продолжительности „отдыха* в месяцах
/" до 1 1-3 >3
1 Пески —— 17 1,1 1,1 1,1
2 Пески пылеватые — 17 0,9 0,9 0,9
3 Супеси —— 17 0,9 0,9 0,9
4 Суглинки и глины <0,4 17 1,0 1,0 1,0
5 Суглинки >0,5 17 0,7 0,7 0,7
6 Глины >0,5 17 0,6 0,6 0,6
7 Суглинки и глины >0,5 21 0,5 0,7 1,0
8 Супеси >0,5 21 0,5 0,7 1,0
(в порядке контроля) впредь до накопления дополнительного опыта, при большом диаметре свай (например, больше 0,8 м) определять напряжение о0 по подошве, которое было бы в состоянии продвинуть грунтовое ядро в полости сваи.
Это предельное напряжение оо определяется по формуле (V.11), следующей из формулы (V.7) Янсона, преобразованной для случая движения грунта в обойме против направления силы тяжести и дополненной учетом сцепления этого грунта со стенками сваи. При этом для свай с ножом, скошенным внутрь, высоту ядра гя для расчета по формуле (V. 11) следует принимать:
(IV.8)
где h — глубина погружения сваи в грунт;
D и Dq — соответственно внешний диаметр сваи и диаметр ее полости.
Формула (IV.8) соответствует предположению, что грунт, вытесняемый стенками сваи, входит в ее полость без всякого уплотнения, чему должны соответствовать и прочие входные величины при расчете по формуле (V. 11).
Из двух значений, /?н по формуле (IV.7) и по по формуле (V.11), меньшее должно приниматься за /?н в формуле (IV.6) при В>0,5.
Если высота ядра из выражения (IV.8) оказывается больше высоты полости сваи до уровня ее замоноличивания в сопряжении с ростверком, то сопротивление по формуле (IV.7) обеспечено и надобность проверки по формуле (V.11) отпадает.
107
Боковое сопротивление при В>0,5, как уже сказано, принимается по табл. 21.
Расчет по формуле (IV.6) при /?н = а0». взятом по (V.11), применим не только к сваям диаметром до 2000 мм, но и к оболочкам большего диаметра при любых грунтах, лишь бы входные данные для расчета по формуле (V.l 1), в частности высота грунтового ядра гя, были учтены достаточно точно.
Метод МСН 171—68
Расчетная формула имеет вид:
Р = 0,7/n( UH 2 a, .JГ hHl + kUB% а, JZH hcl + а2Л0/?н), (1 V.9)
где 0,7 — коэффициент однородности;
т — коэффициент условий работы, принимаемый равным 1;
UB—внешний периметр сваи в м;
UB — внутренний периметр сваи в м;
Fq — площадь кольцевого сечения сваи в м2;
Ra — нормативное сопротивление под нижним концом сваи в т/м2, принимаемое по табл. 19;
/" — нормативное сопротивление i-ro слоя грунта основания по наружной и внутренней поверхности сваи в т/м2, принимаемое по таблице, практически совпадающей с табл. 17;
hHi — толщина i-ro слоя грунта, соприкасающегося с наружной поверхностью сваи, в м;
hCi — толщина i-ro слоя грунта сердечника, соприкасающегося с внутренней поверхностью трубчатой сваи, в М‘,
Таблица 24
Значения коэффициентов и а2, учитывающих влияние вибрационного погружения трубчатых свай на величину сопротивления грунтов по лобовой и боковой поверхностям
Коэффициент Песок рыхлый Супеси Суглинок Глина
<1 плоти мало-влажный ЮСТИ водонасыщенный о V 03 1 о В>1 0-0,25 0,25-0,5 0.5-0,75 । VQ О Л «9 0-0,25 1 0,25-0,5 1 0,5-0,75 ©' Л 09
а1 а2 1 1,1 1,0 1.2 1 1,0 0,9 1,0 0,8 1,0 1,0 0,9 1.0 0,8 1.0 0.7 0,9 1.0 0,8 1,0 0.7 0,9 0,6
Примечание. При погружении ударным способом и а, принимаются равными единице.
108
Qi и «2 — коэффициенты, учитывающие влияние вибрационного погружения сваи (значения си и аг приведены в табл. 24);
k — коэффициент, учитывающий сопротивление трения грунтового сердечника.
Примечания: 1. Высота грунтового сердечника £hci, вводимая в расчет по формуле (IV.9), принимается равной 2D.
2. Толщина слоев грунта сердечника и глубина их заложения при опре-сН делении ц принимаются равными толщинам и заложению соответствующих наружных слоев, проходимых сваей.
3. Коэффициент k, учитывающий сопротивление трения грунтового сердечника, принимается равным единице для всех грунтов, за исключением супеси с В>0, суглинков и глин с В >0,5, для которых k берется равным 0.
В МСН 171 —68 к табл. 19 и 17 приведены следующие примечания.
Примечания к табл. 19.
1. В случаях, когда значения 7?н указаны дробью, числитель относится к песчаным, а знаменатель — к глинистым грунтам.
2. Для свай, погруженных на глубину не менее 4 м при наличии в основании плотных песчаных грунтов, значения 7?н, указанные в таблице, увеличиваются на 30%.
Примечания к табл. 17
1. Слои грунта толщиной более 2 м, прорезаемые сваей, расчленяются на слои толщиной до 2 м с определением для каждого из них бокового сопротивления соответственно средней глубине залегания выделенного слоя.
2. Боковое сопротивление торфяных грунтов не учитывается (П'=о).
3. Сопротивление насыпных грунтов допускается учитывать при наличии данных испытания на выдергивание пробных свай, погруженных в эти грунты, при условии отсутствия в последних опилок, древесных остатков и других органических включений.
4. При погружении с подмывом и последующем допогру-жении на конечной стадии без подмыва для определения /?н вводится коэффициент 0,9.
5. Примеры определения расчетного сопротивления свай с грунтовым ядром, сопоставление и оценка методов расчета
За допускаемую нагрузку по данным испытаний в натуре принимаем меньшую из нагрузок:
а) 0,7 от предельной;
б) той нагрузки, которой соответствует осадка 20 мм.
109
Пример 1. Свая диаметром 1200 мм с кольцевым ножом, скошенным •внутрь, погружена низкочастотным вибратором ВП-3 в Калининградском морском рыбном порту. Геологические напластования указаны в табл. 25, где выписаны также нормативные сопротивления и коэффициенты аг, подсчитанные по методу автора, и ai —по МСН 171—68.
Внешний периметр сечения сваи U = n • 120 = 3,76 м. Площадь сечения сваи по внешнему очертанию Fn = l,13 м2. Коэффициент ai по табл. 22 .равен 1,3.
Расчетное сопротивление сваи по методу автора
Р = 0,7[ 1,3 251 • 1,13 - 3,76(0,6 • 0,65 • 3 + 0,9 • 3,85 • 1,4 --
+ 0,6 • 1,88 • 1 1,1 • 4,66 • 1,5)] - 0,7(369 + 55) 297 т.
Как видно из графика (рис. 48), наибольшая достигнутая при испытаниях нагрузка 340 т еще не критическая, так как испытание не было доведено до конца по техническим причинам. При нагрузке 340 т осадка составила всего 10 мм, в том числе упругая 6,5 мм и остаточная 3,5 мм. Напряжение сжатия в стенках было равно 100 кг)см2. По этим данным нагрузку •340 т можно было бы допустить как расчетную, но проектная организация приняла за допускаемую нагрузку 240 т при осадке 4 мм, так как этого ’было достаточно для запроектированной конструкции набережной. Таким образом, расчетное сопротивление 297 т, определенное с погрешностью в сторону уменьшения, не противоречит результатам статических испытаний и факту десятилетней благополучной эксплуатации построенных причалов.
Таблица 25
К примеру расчета сваи диаметром 1200 мм, испытанной в Калининградском морском рыбном порту
•слоя Г ру нт Толщина слоя в м Глубина залегания в м R" (табл. 19) /? (табл. 17) Коэффициент к #н J1 по методу
верх средняя автора (табл. 23) а.. МСН 171-68 (табл. 24) я.
1 Вода 4.5 0 — — — 0 — —
2 Ил (берем, как для глины, с В>0,75) 3,0* 4,5 6.0 — 0,65 0,6 0,6
:з Заиленный песок 1,4 7.5 8,2 — 3,85 0,9 0,8
4 Глина В -0,55 1.0 8,9 9.4 — 1,88 0,6 0,7
5 Песок мелкозе -нистый 1,5 9,9 10,5 — 4,66 1,1 1,0
6 Песок мелкозернистый Большая толща 11,4 подошва сваи — — 251 ——— —
* Строго говоря, по МСН 171—68 этот слои следовало разбить па слои толщиной до 2 м с определением бокового сопротивления для каждого из них в отдельности. Однако это усложнение практически не меняет результата.
116
Для расчета по МСН 171—68 определяем следующее.
Внешний периметр сечения сваи f7H=3,76 м, внутренний (7в=л-1= =3,14 м. Площадь сечения стенок Г0=л-(1,2—0,1) 6,1=0,345 м2\ расчетная высота грунтового ядра h=2D=2,4 м, из которых 1,5 м приходится на слой песка, а остальные 0,9 м — на глину, для которой Л=0, так как В>0,5*. По табл. 24 «2=1,2.
Расчетное сопротивление сваи по формуле (IV.9) МСН 171—68
Р = 0.7(3,76(0,6 0,65-3 + 0,8-3,85-1,4 + 0,7-1,88-1 4- 1-4,66-1,5) +
+ 1-3,14-1-4,66-1,5+ 1,2-0,345-251] = 0,7(52 + 22 + 104) = 124 т.
Таким образом, расчетное сопротивление сваи по МСН 171—68 в 2,5 раза меньше, чем по рекомендуемому методу, и в 2 раза меньше принятой расчетной нагрузки для свай выстроенных и благополучно эксплуатируемых причалов.
Пример 2. Свая с кольцевым ножом, скошенным внутрь, с внешним диаметром 960 мм и внутренним 820 мм, погруженная низкочастотным вибратором на глубину 18,6 м в Ленинградском морском торговом порту, была испытана сначала через 107 дней, а потом вторично через 100 дней,, или через 207 дней с момента погружения ([18], табл. 5).
Расчет по методу автора, принятому ВСН 3—67
ММФ
Внешний периметр сваи U=3 м, площадь сечения по внешнему очертанию Г=0,723 м2. Напластования грунтов, толщина и заглубление слоев,, нормативные сопротивления и поправочные коэффициенты даны в табл. 26.
Ввиду того что подстилающий грунт — моренные суглинки — имеет консистенцию В=0,55, т. е. больше 0,5, и испытания свай были произведены примерно через 3 месяца и 7 месяцев, для определения удельного лобового сопротивления используем формулу (IV.7). Из табл. 20 находим R', учитывая, что для моренных суглинков коэффициент пористости е=0,4. Экстраполируя, получаем
18—13
R' = 18 +-----я---= 21 т/л/2.
По формуле (IV.7) находим /?н, принимая, что #1=2, у=1 т/м3 с учетом взвешивания:
R" = 2(21 + 2-1(18,6 — 2)] = 108 т/м2.
Формула (V. 11) дает для а0 значительно большую величину.
Учитывая длительный «отдых» мягкопластичных моренных суглинков» для расчета удельного бокового сопротивления пользуемся табл. 21.
Пользуясь формулой (IV.6), находим расчетное сопротивление:
Р = 0,7(108-0,723 + 3(2 -1,4 + 5,7-1 + 7,9-2,8)] = 120 т.
Допускаемая нагрузка по испытаниям (рис. 50) равна 97 т (испытание 1J и 126 т (испытание 2). Общая осадка при допускаемой нагрузке по графику составляет 6 мм (испытание 1) и 5 мм (испытание 2). Из этога следует, что разница между расчетными и опытными данными при испытании 1 равна +20%, а при испытании 2—5%.
* Очевидно, в формуле (IV.9) коэффициент k должен стоять под знаком суммы, иначе Р окажется еще меньше.
Ill
Таблица 26
К примеру расчета сваи диаметром 960 мм, испытанной в Ленинградском морском торговом порту
) № слоя | Грунт Толщина слоя в м Глубина СЛОЯ' Метод автора Метод МСН 171-68
т/м2, формула (IV. 7), табл. 20 ч *» нм | (табл. 21) «1 (табл. 22) а2 (табл. 23) т,М2 (табл. 19) ,Н , я f. ,тм2 (табл. 17) а2 (табл. 24) «1(табл. 24)
X о. О) m середина
1 2 Вода Супесь текучепластичная, 3 0 — 0 0
3 В>1 Глина ленточная, 2 3 4 1,4 1 0,50 0,9
4 В>1 Моренные суглинки: В—0,55 5,7 5 7,8 1,0 1 0,75 0,6
о —< II II ш <—' 7,9 10,7 14,7 108 2,8 1 1 137 2,1 0,9 0,8
Расчет по МСН 171—68
6/в=л • 0,82=
Периметр
Периметр наружный £/н=л« 0,96=3 м\ внутренний
=2,56 м. Площадь торца стенок Fq=ji • 0,89 • 0,07=0,196 м2. Высота грунтового ядра 2D =1,92 м.
По табл. 19 нормативное лобовое сопротивление моренных суглинков с В=0,55 под торцом стенок сваи
160 + 100 Rtt =-----тг----
10-3,6
---F----= 137 т/м2',
а2 = 0,9.
Боковое нормативное сопротивление слоев по табл. 17 выписано по табл. 26.
Сопротивление трения грунтового сердечника не учитывается, так как В>0,5, следовательно, k=0. По формуле (IV.9)
Р = 0,7[3(0,9 0,5-2 + 0,6-0,75-5,7 + 0,8-2,1-7,9) < 0,196-0,9-137] - 51 т.
Полученное расчетное сопротивление сваи много меньше фактического: после «отдыха» 107 суток (испытание 1) 51 <97 т, после «отдыха» 208 суток испытание 2) 51 <126 т (ошибка в 2,3 раза).
Сопоставление результатов расчета грузоподъемности полых свай с грунтовым ядром по СН 200—62 (прилож. 21) и рекомендуемому методу было сделано в книге- автора [18]. Ограничимся повторением только окончательных выводов.
Что касается МСН 171—68, то для дополнительного обоснования оценки этого метода приведены табл. 27 и 28. В них
112
Таблица 27
Сопоставление расчетного сопротивления свай с грунтовым ядром по МСН 171—68 с фактическим сопротивлением при опирании на пески
Где приведен пример Диаметр сваи в мм Расчетное сопротивление сваи Принятая расчетная нагрузка в т и срок эксплуатации в годах
по графику испытаний по МСН 171-68
в т в % в т в %
Пример 1 1200 340 100 124 35 240 т, эксплуатируется
[18], табл. 4, п. 5 1200 270 100 115 42 10 лет
То же, п. 6 780 100 100 50 50
То же, п. 7 780 93 . 100 48 52
[18], табл. 6, п. 2 1200 150 100 76 50
даны результаты расчета по МСН 171—68 некоторых испытанных свай, рассмотренных в работе [18]. Найденная величина расчетного сопротивления сравнивается с полученной при статических испытаниях.
В итоге можно дать следующую сравнительную оценку методов расчета по СПН 200—62 (прилож. 21), МСН 171—68 и рекомендуемому методу.
1. Метод Минтрансстроя СН 200—62 (прилож. 21), по которому в расчет лобового сопротивления вводится сечение сваи по ее внешнему очертанию (brutto), т. е. с учетом грунтового ядра, дает расчетное сопротивление свай, довольно близкое к найденному из статических испытаний. Поэтому метод может применяться для расчета трубчатых свай с грунтовым ядром диаметром до 800 мм, как это оговорено в нормах.
Таблица 28
Сопоставление расчетного сопротивления свай с грунтовым ядром по МСН 171—68 с фактическим сопротивлением в глинистых грунтах после длительного „отдыха**
Где приведен пример Диаметр сваи в мм Расчетное сопротивление сваи 1
по графику испытаний по МСН 171-68 Принятая расчетная нагрузка и срок эксплуатации
в т в % в т в %
Пример 2 960 126 100 51 42 130 т,эксплуатируется 15 лет
[18],.табл. 51, п. 3 960 100 100 56 56
То же, п. 5 840 125 100 52 41
То же, п. 6 960 135 100 38 28
То же, п. 7 960 144 100 92 64
То же, п. 8 960 136 100 92 67
113
Рассмотренные примеры [18] показывают, что расчетное сопротивление, вычисленное по этим нормам, лучше совпадает с опытом при опирании свай на грунты средней и высокой плотности и хуже — для свай, погруженных в глинистые мягкопластичные грунты. Влияние «отдыха» этими нормами не учитывается, что является их существенным недостатком.
2. Метод Минмонтажспецстроя МСН 171—68, по которому в расчет лобового сопротивления вводится кольцевое сечение сваи по подошве (netto) т. е. без учета ядра, дает весьма большие расхождения с результатами опытов и находится в резком противоречии с практикой строительства, особенно в случаях опирания свай на грунты плотные и средней плотности, а также для свай, погруженных в глинистые грунты и супеси («отдых» таких свай по МСН 171—68 не учитывается):
Резкое расхождение результатов по методу МСН 171—68 с опытом и практикой строительства является следствием того, что в этом методе:
а) лобовое сопротивление грунтового ядра не учитывается;
б) уплотнение и распор грунта ядра не учитываются;
в) высота грунтового ядра для расчета произвольно взята равной 2D;
г) влияние типа ножа на грузоподъемность сваи не учитывается;
д) «отдых» сваи в глинистых грунтах не учитывается.
Можно еще отметить, что отрицательное влияние прослоек торфа на грузоподъемность свай в этом методе также не учитывается.
Эти положения, взятые в основу МСН 171—68, являются произвольными и ошибочными, так как они противоречат логике, лабораторным и многочисленным натурным экспериментам, проведенным при изучении работы свай с грунтовым ядром [18], а также обширной и длительной практике проектирования и строительства на этих сваях.*
* Еще более значительное расхождение с практикой и экспериментом дает формула для расчетного сопротивления свай-оболочек с «грунтовой пробкой», приводимая в СНиП П-Б. 5—67. Она отличается от формулы в МСН 171—68 только отсутствием члена, учитывающего сопротивление грунтового ядра, и коэффициента ct2, ктоорый заменен единицей. Сечение brutto вводится в расчет только при условии заполнения полости сваи бетоном.
В результате, например, для первого из рассмотренных выше случаев расчетное сопротивление сваи получается равным 108 т, т. е. на 10%' меньше, чем по МСН 171—68 (124 т), и втрое меньше, чем по результатам испытаний.
Следует отметить, что метод расчета, принимаемый для широкого практического применения, не обязательно должен давать избыточный запас несущей способности во всех случаях, но должен с достаточной, точностью отражать средние результаты опыта; отдельные отклонения в неблагоприятную сторону учитываются коэффициентом однородности 0,7, который для этого и вводится.
114
Завышая потребное количество свай более чем вдвое, метод МСН 171—68, конечно, дает запас несущей способности свайного основания, но такой запас, который противоречит всем установкам партии и правительства об экономии народнохозяйственных средств. Поэтому применение такого метода в практике проектирования следовало бы запретить.
3. Метод расчета------------» разработанный автором на
основе большого производственно-экспериментального материала и подтвержденный обширной практикой строительства*, позволяет определять расчетное сопротивление свай с грунтовым ядром диаметром до 2000 мм с такой точностью, которая вряд ли может быть существенно повышена при расчетах свайных оснований.
6. Определение несущей способности железобетонных свай с грунтовым ядром путем статических испытаний
Основным методом определения сопротивления свай является испытание их пробной нагрузкой, производимое по стандарту.
При обычных сплошных сваях и трубчатых сваях малого диаметра (порядка 500—600 мм) существующая методика испытаний по ГОСТ 5686—51 и инструкции Минтрансстроя П-4909, утвержденной в 1956 г., общеизвестна и не представляет каких-либо трудностей. Но если диаметр сваи с грунтовым ядром, опертой на пески и другие грунты средней плотности, составляет 1000—1200—1600 мм или более и несущая способность ее доходит до 600—1500 т, или же свая с грунтовым ядром погружена в глинистые грунты, то испытание их становится весьма сложным.
Так как сваи с несущим грунтовым ядром являются новым типом, то возникает вопрос о разработке стандартной методики их испытаний. Указание СНиП, что сваи-оболочки диаметром более 1500 мм должны испытываться по индивидуальной методике, представляется неправильным, так как сваи диаметром 1600 мм в настоящее время широко используются. В морском гидротехническом строительстве они приняты как основной элемент конструкции типовых причалов. Опыт применения их в различных условиях должен широко использоваться на строительстве, а это возможно только при единообразной методике испытаний, которая даст возможность сравнивать результаты.
* В книге [18] приводится сопоставление с результатами производственных испытаний 56 свай. За последующие годы на строительстве произведено много статических испытаний на вертикальную н.агрузку трубчатых свай большого диаметра, результаты которых подтверждают правильность этого метода.
115
Полагаем, что стандартом при испытаниях свай с грунтовым ядром всех диаметров до 2000 мм включительно следует принять, с некоторыми изменениями, методику статических испытаний мостовых опор Минтрансстроя, так как при строительстве мостов сваи-оболочки и колодцы-оболочки, заполняемые бетоном, испытываются постоянно на основе указаний, многократно проверенных практикой.
В соответствии с этими указаниями представляется целесообразным принять следующую стандартную методику.
1. За предельную нагрузку или несущую способность по грунту принимать меньшую из двух нагрузок:
а) нагрузки на одну ступень меньше той, при которой приращение осадки за одну ступень нагружения при общей величине осадки более 40 мм превышает в 5 раз и более приращение осадки, полученное на предшествующей ступени за-гружения;
б) наименьшей нагрузки, вызвавшей осадку, не затухающую в течение одних суток и более при общей величине осадки больше 40 мм.
Ступень загружения назначается равной в пределах 1/104-4-1/15 величины предполагаемого предельного сопротивления (несущей способности) сваи;
Если свая опирается на плотные пески или глинистые грунты твердой консистенции, то может случиться, что несущая способность ее определится не величиной осадок в грунте, которые могут оказаться и меньше 40 мм, а прочностью материала стенки сваи на сжатие или по условию трещиностой-костич стенок сваи под действием распора грунтового ядра.
2. За расчетное сопротивление сваи по грунту следует принимать нагрузку, составляющую 0,7 от предельной (несущей способности), определенной в соответствии с п. 1, а, б.
Если осадка по графику при найденном расчетном сопротивлении сваи оказывается больше допустимой для сооружения, то расчетная нагрузка на сваю соответственно уменьшается.
Необходимо отметить, что понятие «несущая способность свай» в СНиП П-Б. 5—67 и И-4909 Минтрансстроя имеет разное содержание. По И-4909 несущая способность равна предельной нагрузке, а по СНиП она соответствует 0,8 от нормативной (так называется в СНиП предельная нагрузка). Мы будем придерживаться терминов Минтрансстроя.
3. Обязательным условием испытаний является затухание осадки на каждой промежуточной ступени загружения. Осадка считается затухшей, если она составила не более 0,1 мм за последние 30 мин при опирании на песчаные грунты и за последний час при опирании на глинистые грунты. Только после затухания осадки на данной ступени можно переходить на следующую ступень.
116
4. К статическим испытаниям следует приступать не ранее чем через 5 суток после погружения свай, если последняя опирается на пески, и не ранее чем через 3 месяца, если свая опирается на пластичные глинистые грунты, Желательно по возможности увеличивать «отдых» сваи в глинистых грунтах до 6 месяцев.
5. Минимально необходимое количество статических испытаний зависит от геологического строения площадки. При однообразных геологических условиях число статических испытаний можно принять равным одному-двум при условии, что в процессе испытаний будут проверены применительно к конкретным грунтовым условиям методы определения грузоподъемности свай по данным погружения и в дальнейшем несущая способность свай будет контролироваться уже при погружении.
6. В нормах Минмонтажспецстроя на свайные работы МСН 171—68 рекомендуется так называемый «раздельный способ» статического испытания трубчатых железобетонных свай диаметром 1200 мм и более. По этому способу испытание свай производится следующим образом: перед началом испытаний грунт из полости сваи извлекается до ножа или на 10 см ниже ножа, затем плоскость подошвы выравнивается и подсыпается песком, на который устанавливается штамп диаметром на 5—10 см меньше внутреннего диаметра сваи. На штамп ставится стальная труба во всю длину сваи, на нее домкраты. Над домкратами располагается анкерная балка, которая крепится к стенкам сваи. При необходимости сверх анкерной балки укладывают пригрузку. С помощью домкратов через стальную трубу на штамп передается нагрузка, по которой определяется лобовое сопротивление. Одновременно вычисляется боковое сопротивление выдергиванию сваи.
По поводу этого «способа» можно сказать следующее. Раздельное определение бокового и лобового сопротивления: сваи принципиально неправильно, так как они взаимозависимы.
Боковое сопротивление сваи при выдергивании значительна меньше, чем при вдавливании. Это видно из того, что коэффициент условий работы на выдергивание по нормам принимается значительно меньше единицы (0,6—0,8 по СНиП П-Б. 5—67). Различие объясняется тем, что при вдавливании сваи в окружающем ее грунте возникает дополнительное всестороннее сжатие, повышающее трение грунта о сваю. Наоборот, при: выдергивании происходит разгрузка в горизонтальных сечениях грунта, возникают деформации его укорочения в радиальных направлениях, вследствие чего давление грунта на сваю и силы трения о ее поверхность уменьшаются.
Еще сильнее «раздельный способ» искажает величину лобового сопротивления. Азбучной истиной является то, что рав
117
новесие грунта ниже какой-либо плоскости зависит не от величины, а от градиентов давлений на этой плоскости. Чем больше эти градиенты, т. е. чем быстрее (резче) изменяется давление вдоль какой-нибудь прямой, тем быстрее достигается состояние неустойчивости грунта, начинается его движение с появлением осадок.
При естественных условиях работы свай и их неизвращенном испытании грунт под подошвой трубчатой сваи воспринимает огромную вертикальную нагрузку, но выдерживает ее, так как соседние зоны тоже сильно обжаты нагрузкой, принятой от сваи боковым сопротивлением. Градиенты давлений по радиальному направлению в плоскости подошвы сваи существенно уменьшаются влиянием этой нагрузки, поэтому лобовое сопротивление и оказывается очень высоким. При «раздельном способе» боковое сопротивление (хотя и уменьшенное) действует в обратном направлении: оно разгружает зону грунта, окружающую штамп, а кольцевая зона вокруг штампа, соответствующая толщине стенок сваи плюс зазор между ними и штампом, оказывается вообще лишенной всякой пригрузки. Давления в плоскости подошвы изменяются по радиальным направлениям с градиентами несравненно большей величины, чем при нормальных условиях испытания и работы сваи. Равновесие грунта нарушается гораздо раньше, лобовое сопротивление оказывается сильно заниженным.
Самое же важное заключается в том, что штампом совершенно искажается исключительно благоприятное взаимодействие сильно уплотненного грунтового ядра внутри сваи с уп-плотненным грунтом под сваей, что является основной причиной высокой несущей способности свай с грунтовым ядром.
Резюмируя сказанное, считаем, что «раздельный способ» статического испытания свай по МСН 171—68 порочен, и против его применения следует возражать самым решительным образом.
ГЛABA V
РАСЧЕТ СТЕНОК СВАЙ НА РАСТЯЖЕНИЕ В КОЛЬЦЕВОМ НАПРАВЛЕНИИ
/. Расчет свай на распор грунтового ядра
Поставленная задача является весьма сложной, так как ее решение зависит от ряда малоизученных факторов: величины угла внутреннего трения грунта при сильном всестороннем обжатии, сцепления и коэффициента трения по стенкам внутри сваи, а также коэффициента бокового давления. Значительные трудности представляет и определение лобового сопротивления, уплотняющего грунтовое ядро при погружении одновременно и во взаимодействии с уплотнением грунта под подошвой сваи.
Обоснованно учесть все обстоятельства формирования и работы грунтового ядра пока не представляется возможным. Но можно предложить условный метод расчета, корректируя его по результатам практики и экспериментов. Одним из важнейших вопросов, на которые должен ответить этот расчет, является вопрос о высоте грунтового ядра и его давлении на стенки сваи. С повышением плотности ядра в песчаных и тугопластичных глинистых грунтах это давление повышается, увеличивается плотность грунта под сваей и ее несущая способность. Но одновременно возрастает опасность разрыва стенок от давления ядра, результатом чего явилось бы резкое уменьшение обжатия ядра, снижение несущей способности сваи и ее долговечности.
Для учета взаимодействия сыпучих тел и грунтов с окружающими их цилиндрическими стенками довольно широко применяется формула Янсона. В начале пятидесятых годов эта формула была применена д-ром техн, наук А. А. Луга для выяснения условий работы грунтового ядра в стальных тонкостенных сваях, погружавшихся с открытым нижним концом в песчаный грунт [17].
Естественно попытаться применить этот же метод и для расчета грунтового ядра железобетонных свай, учтя их отличительные особенности. Главнейшей из этих особенностей является довольно большая (около 0,1 диаметра) толщина
1195
стенок с^ай и то большое значение, которое в связи с этим приобретает форма кольцевого ножа сваи.
При ноже, скошенном во внешнюю сторону, погружение сваи сопровождается отжатием грунта в ту же сторону. Условия формирования ядра в этом случае оказываются примерно такими же, как при малой толщине стенок, т. е. аналогичными рассмотренным А. А. Луга.- При тупом торце стенок или двустороннем скосе ножа часть грунта по-прежнему отжимается во внешнюю сторону, а часть — в полость сваи, повышая плотность ядра.
Наиболее рациональная при плотных грунтах форма ножа— со скосом внутрь (рис. 4, 5)—обеспечивает отжатие плртных слоев проходимого грунта в полость сваи с формированием чрезвычайно плотного грунтового ядра. Во внешнюю сторону отжимается только грунт наиболее слабых слоев, который встречает с их стороны меньшее сопротивление, чем хо стороны грунтового ядра, формирующегося в полости сваи. Исключение составляют глинистые грунты средней и мягкопластичной консистенции, не способные к уплотнению. Такие грунты отклоняются преимущественно в полость сваи независимо от формы ножа, образуя очень высокое ядро, для расчета которого может быть использована формула Янсона, преобразованная для случая движения грунта в направлении против силы тяжести и дополненная учетом сил его сцепления со стенками сваи. Примем следующие обозначения:
Го— радиус полости сваи;
Г=лГо—площадь сечения полости; f7 = 2nro—ее периметр;
у — объемный вес грунта ядра;
С, f — соответственно сила его сцепления со стенками сваи на единицу поверхности и коэффициент трения по стенкам;
z — координата, отсчитываемая вертикально вверх;
о — сжимающее напряжение в горизонтальном сечении ядра на уровне г;
<тг — радиальное давление грунта ядра на стенки при том же г;
g — коэффициент распора, т. е. предполагаемый постоянным коэффициент пропорциональности между напряжениями а и вг на любом уровне г:
= (V.1
При таких обозначениях уравнение проекции на вертикальную ось для слоя ядра, выделенного сечениями z и z+dz, напишется в следующем виде:
Fd з + Udz(t? f + С) + ч Fdz - О,
420
откуда
(V.2>
где
(V.3)
(V.4>
Обозначив через оо значение о на уровне г = 0 и интегрируя (V.2) в пределах от 0 до г, получим
откуда
д + ______
"Г Y *
(V.5).
(V.6)<
а + 7,Я0=(а0 + т'ЛГо)^
Но
Это и есть формула Янсона, преобразованная для случая движения грунта против силы тяжести и дополненная учетом его сцепления со стенками. Сцепление равносильно увеличению объемного веса грунта на —как это видно из формулы (V.4). При расположении грунта в ядре слоями толщиной Дг-давление o=oi на верхней грани слоя по (V.7) связано с толщиной слоя Az и давлением По по его подошве зависимостью^
Д z
СТ1 + /
Оо -Ь Г Щ
(V.8)
Задание двух из величин а0, оь Дг позволяет из этой зависимости определить третью величину. В частности аь найденное по известным Со и Дг, явится начальным значением cr = Go для следующего вышележащего слоя. Наоборот, идя сверху вниз от значения oi=0 на поверхности верхнего слоя ядра, можно с помощью зависимости (V.8) определить давление на границах всех слоев и по подошве сваи.
Практически точность такого расчета ограничивается возможностью правильно оценить значения g, f для различных слоев грунта в ядре и их толщину Дг. Эта толщина отличается от толщины слоев в условиях их естественного залегания. При формировании грунтового ядра происходит естественная
1217
отбраковка грунта, так как грунт более слабых слоев преимущественно отжимается во внешнюю сторону, будучи не в состоянии продвинуть в полости сваи уже образовавшуюся часть ядра. Поэтому, как уже отмечалось в п. 2 гл. IV, слабых слоев грунта в ядре может вообще не оказаться или толщина их будет меньше естественной, в то время как толщина более прочных слоев увеличивается в силу их ограниченной способности к уплотнению при уменьшении площади сечения полости сваи. Все это затрудняет практическое выполнение расчета грунтового ядра по формуле (V.8) и снижает его реально возможную точность.
При погружении сваи в однородный глинистый грунт или при условии удачной оценки грунта ядра некоторыми средними значениями коэффициентов g и f формула (V.6) позволяет очень просто определить высоту ядра гя над ножом сваи в зависимости от давления о0 на уровне ножа. Полагая в (V.6) о = 0 на поверхности ядра, получаем
Этой формулой для расчета можно пользоваться при погружении сваи в любой однородный грунт вдавливанием.
При вибропогружении в мягкопластичные глинистые грунты происходит разжижение грунта, значение коэффициента g приближается к единице, а значения f и С — к нулю. При этом //0->°о, у'-* у и по формуле (V.7), пользуясь разложением экспоненты в ряд, получаем
lima = lim (з0+т'//0)
— -4г + •••) — t'Ho =o0 — -[z. (V.10) Г70 ]
Следовательно, закон распределения давлений в ядре при вибропогружении в* мягкопластичные глинистые грунты приближается к гидростатическому закону. При этом о0 больше бытового давления на уровне подошвы сваи, поэтому в глинистых грунтах ядро часто поднимается выше дневной поверхности грунта.
После достаточно длительного «отдыха» внутреннее трение грунтового ядра и его сцепление со стенками сваи восстанавливаются. Достигнутая несущая способность ядра, т. е. давление ^о, которое после этого может передаваться ядром основанию, теоретически определится из формулы (V.6) при г, равном известной высоте гя, и давлении о=0 на его поверхности:
(V.11)
Рассмотрим, например, сваю диаметром 960 мм с диаметром полости 820 мм, погруженную на глубину 18,6 м в лен-
122
точные глины и моренные суглинки с консистенцией В = 0,55 в Ленинградском морском торговом порту (1956 г.) и испытанную на нагрузку примерно 160 и 200 т после «отдыха» соответственно 107 и 208 суток.
Считая, что высота ядра гя=18,6 м, т. е. равна глубине погружения, примем для ядра в среднем у = 2 т/ж3, £ = 0,3, f = 0,2, С=1 т/м2. При Го = О,41 м с учетом взвешивания в воде получаем
= -^4)- + 2 — 1 = 5,9 mlMs\
2'я_ 18»6 г л 7 /70 3,4
и по формуле (V.l 1)
а0 = 5,9 • 3,4(237 - 1) = 4730 т/м1.
Такое давление необходимо, чтобы протолкнуть грунтовое ядро в полости сваи. Практически это означает, что после достаточно длительного «отдыха» сдвиг глинистого ядра в полости сваи невозможен, свая работает как сплошная, ее несущая способность определяется сопротивлением грунта по внешней боковой поверхности и сопротивлением его выпиранию из-под подошвы сваи.
Приведенный расчет показывает, что никакой речи о возможности разупрочнения глинистого грунтового ядра с течением времени быть не может. Высокое глинистое ядро, легко образовавшееся в результате разжижения грунта при вибропогружении, во время «отдыха» связывается со сваей огромными силами сопротивления, возрастающими во времени.
Нормативное удельное лобовое сопротивление в рассмотренном примере по опытным данным составляет 108 т/м2. При коэффициенте распора 0,3 этому соответствует давление ядра на стенки сваи около ножа 108-0,3 = 31,4 т/м2, что примерна равно внешнему бытовому давлению на том же уровне. Такие условия типичны для средне- и мягкопластичных глинистых грунтов, при которых напряжение а0 под подошвой сваи не может существенно превышать бытового давления на том же уровне. Следовательно, давления на стенки сваи с внутренней и внешней сторон не могут существенно отличаться, опасность разрыва стенок распором ядра отсутствует.
Иначе обстоит дело при погружении свай в песчаные грунты, когда напряжение под подошвой сваи может существенно превышать бытовое давление на том же уровне. Давления на стенки сваи с внутренней и внешней сторон могут оказаться
123
при этом существенно различными, что приводит к опасности разрыва стенок давлением грунтового ядра.
Формулы (V.1) — (V.l 1) в пределах цилиндрической части полости сваи применимы и в этом случае при С = 0, подходящих значениях коэффициентов g, f и при условии учета взвешивания подводных слоев грунта гиростатическим давлением.
Сваи, работающие на большую горизонтальную нагрузку, иногда снабжаются ножом, скошенным во внешнюю сторону, с целью увеличить глубину вибропогружения сваи в пески. В этом случае формулы (V.1) — (V.l 1) применимы от самой подошвы сваи при значениях g = tg2(45°---и f несколько
меньше tg(p (трение песка по бетону), где <р — угол внутреннего трения песчаного грунта. Примерно такие же условия были бы при отсутствии ножа, когда свая заканчивается тупым торцом.
При ноже, скошенном внутрь, песчаное грунтовое ядро оказывается сильно обжатым не только в пределах скоса ножа, но и выше, в цилиндрической части полости сваи, так как, попадая в эту полость, обжатый грунт не имеет возможности расшириться. В этом случае, представляющем наибольший практический интерес, следует принимать g=l, так как это значение приводит к высоте грунтового ядра, вычисленной по формуле (V.9) и ёогласующейся с наблюдениями в натуре.
Результаты наблюдений (отсутствие повреждений свай распором грунтового ядра при наличии достаточно сильного ножа) и некоторые расчеты, которых мы не приводим здесь, позволяют рекомендовать впредь до уточнения следующую методику расчета стенок сваи и ножа на распор грунтового ядра.
1. Определяется расчетное напряжение по подошве сваи на уровне кромки ножа:
= ----А„ (V.12)
г в
где Р — расчетное сопротивление сваи по грунту;
Рб — расчетное боковое сопротивление;
Рв—площадь сечения сваи по внешнему очертанию;
Ро—гидростатическое давление на уровне ножа, если оно имеется.
2. По формуле (V.12'), следующей из (V.7) при величине у'Но=уНо, пренебрежимо малой для песка:
определяется давление По в сечении ядра на уровне верха скоса ножа высотой h в предположении, что скольжение в песке происходит по цилиндрической поверхности, являющейся
124
продолжением поверхности полости сваи. Соответственно этому HQ определяется по формуле (V.3) при g=f=l.
3. Определяется напряжение cfi в ядре, которое при £=1 стенки сваи могут выдерживать по условию трещиностой-кости:
°. = -Ут^/гвГ , (V.13)
где NT — погонное разрывающее усилие:
4 = S-0,7^ + 0,3Fa;
(V.14)
&н— толщина железобетонных стенок в м\
/?р—марочная прочность бетона на растяжение в т/ж2;
Fa — площадь сечения спиральной араматуры стенок на 1 м по высоте над ножом в см2;
0ГВ — внешнее избыточное давление грунта, соответствующее гидростатическому закону с учетом взвешивания в воде при ее наличии, в т/м2.
4. Из уравнения (V.5) при у'Яо~О определяется уровень над ножом, которому соответствует давление оь
1 и
(V.15)
5. Определяется расчетное разрывающее усилие в сечениях ножа (g=l):
= ГоМ)(^н —<?1). (V.16)
Небольшая часть этого усилия уравновешивается внешним давлением (этим следует пренебречь).
6. Определяется необходимая площадь сечения ножа:
(V.17)
где R—расчетное сопротивление стали с учетом коэффициента условий работы, назначаемого в зависимости от возможности коррозии в данной грунтовой среде.
7. Проверяется ширина t раскрытия трещин над ножом:
* = (v.iej
где £ = 2,1 • 106—модуль упругости стали в кг/см2;
а — шаг радиальных диафрагм, у которых появление трещин (по предположению, в запас только с одной стороны) наиболее вероятно.
125
Пример 1. Свая диаметром 1200 мм, с толщиной стенок 100 мм погружена в Калининградском морском рыбном порту и испытана на нагрузку 340 т (см. гл. IV). Расчетная нагрузка на сваю принята 240 т. Свая находится в эксплуатации 10 лет.
1. По формуле (V.12) удельное лобовое сопротивление на уровне кромки ножа при расчетной нагрузке составляет:
240 - 51
~р* из
— 13 - 154 m м2,
где Р = 240 т —расчетная нагрузка на сваю;
Рб=51 т —боковое сопротивление сваи, найденное расчетом па гл. IV;
FB= 1,13 м2 — площадь сечения сваи по внешнему очертанию;
Ро = 13 т/м —гидростатическое давление на уровне подошвы сваи при глубине 13 м.
2. Напряжение у верха скошенной части ножа по формуле (V.12'):
— h -0,1
/70 ... 0,25"
Зо = = 154е = 103 тм2,
где /1=0,1 м — высота скошенной части ножа;
= 0,25 м\
го=О,5 м — радиус полости сваи;
£— коэффициент бокового распора, принятый равным единице;
f — коэффициент трения песка по песку, принятый равным единице.
3. По формуле (V.13)
20,6
1 • 0,5
= 41,2 /и/л/2,
где Л^т — погонное разрывающее усилие, рассчитываемое по формуле (V.14), которое может выдержать железобетонная стенка при марке бетона 400 без появления трещин:
N? = г.о,7 R" 100 + 300Ра = 10 0,7-27-100 + 300 5,66 = 20,6 т.
Огв — внешнее давление грунта, которым в данном примере в запас прочности пренебрегаем.
4. По формуле (V.15) высота расположения над ножом сечения с напряжением Оь
з0 103
zY — н0 In — == 0,25 In г-. 9 = 23 см.
5. По формуле (V.16) расчетное разрывающее усилие в сечениях ножа
NH = 0,5 154 0,25 1
103
154
+ 103 - 0,25 1 —
= 14,1 т.
6. Площадь сечения ножа, необходимая по условию его прочности, JVH 14 100 _ Л
Л* — р “0,7-2100 “ см2,
R — расчетное сопротивление стали с учетом коэффициента условий работы, принятого равным 0,7;
FH=23 см2 — фактическая площадь сечения ножа рассматриваемой сваи (см. рис. 5)
126
7. Ширина раскрытия трещин в железобетонной стенке над ножом по формуле (V.18):
aNtt 23,6 14 100 _
t = — = 2 1 10в-23 “ ^’0069 см = 0,069 мм <0,1 мм [36],
здесь а — расстояние между шестнадцатью диафрагмами ножа:
г. D тс 120
- 23,6 см,
а _ 16 -
величина раскрытия трещин при нагрузке на сваю 240 т меньше допустимой.
Пример 2. Рассматривается та же свая, но с нагрузкой 340 т. Как видно из графика испытаний (см. рис. 48), по грунту эта нагрузка могла быть принята за расчетную.
Аналогично предыдущему:
340 — 51
ан = —j-yg— — 13 = 242 m‘M2;
0.5
A/q — 2 11 — 0,25 м,
-0,1
Л оЖ 242
а0 = 242 • е = уд = 164 т!м2;
Из примера 1
NT = 20,6 m, 20,6
— q 5 =41,2 mjM2.
Тогда
Ntt = 0,5 242 • 0,25 1 —
164 = 0,2o In yi~2~ — 55 cm;
164
242
/ 41,2
b 164 • 0,25 1 -
164
= 0,5(19,3 + 31) = 25 m;
_ 25 000
Fa ~ 0,7-2 100
23,6 - 25000 „ Л „
22 2 1 10® — 0,0122 см — 0,122 мм
23 см2;
0,1 мм [36];
раскрытие трещин на 20% превышает допустимое в агрессивной среде.
2. Связь между лобовым сопротивлением, прочностью или трещиностойкостью сваи и конечными отказами при вибропогружении
При погружении железобетонных свай с грунтовым ядром, когда свая, скрепленная с низкочастотным вибратором, общим весом 20—50 т 300—400 раз в минуту поднимается и опускается на величину размаха (двойной амплитуды), своим скошенным внутрь ножом загоняя грунт в полость сваи и одновременно уплотняя его под подошвой, формируется высокое
127
лобовое сопротивление, но соответственно возрастает и рас-пор грунтового ядра. Поэтому при достижении проектного слоя опирания необходимо останавливаться на такой скорости погружения, чтобы возникающее по подошве сваи сопротивление не было опасным для конструкции ножа и стенок сваи.
Пусть определено напряжение он грунта по подошве сваи, которому соответствует либо предельная трещиностойкость стенок ее нижней части, либо предельная нагрузка по прочности стенок на сжатие. В зависимости от он расчетное сопротивление Р сваи определится из уравнения (V.12):
Р = (ан + А) Рв + Рб ~ Л + Рб,
где FB — площадь поперечного сечения сваи по ее внешнему очертанию;
Рл— лобовое сопротивление сваи с учетом гидростатического давления pQ, если оно существует:
^л = (*н + а)Л,. (V.19>
На последней стадии погружения свая весом С, жестко* связанная с вибропогружателем весом П, с грунтовым ядром весом Г и водой над ним в количестве В (в т), производит п ударов и минуту с размахом 2яо, сминая грунт за 'каждый раз-мах на —— см, если i>o — величина «отказа», т. е. скорость погружения на последней стадии погружения в см/мин.
При движении системы из верхнего положения в нижнее силы веса и мотор или моторы вибратора совершают работу
7П(С + Г + В + П)2ао,
(V.20)
где i]i — коэффициент, оценивающий работу вибратора.
Силы бокового сопротивления за то же время совершают работу
—Рб2а0, где А < Рб-
Лобовое сопротивление преодолевается на пути — возрастая с убывающей скоростью в соответствии с законом, в основном, пластического деформирования грунта основания. Среднее значение лобового сопротивления на этом пути, по-видимому, не может существенно отличаться от величины статической несущей способности по подошве:
* Боковое сопротивление /?б при погружении много ниже расчетного, особенно в глинистых грунтах.
128
здесь & = 0,7—коэффициент однородности, связывающий несущую способность с расчетным сопротивлением.
Следовательно, работа сил лобового сопротивления на пути близка к -у- • Можно еще учесть, что на пути 2а0 —— под сваей будет вакуум и, следовательно, атмосферное давление ра на этом пути совершит работу (2а0 — к/ I U I D Л А
Работа всех внешних сил, действовавших на систему за время движения сваи из верхнего положения в нижнее,
гд(С + Г + В П) 2а0 — Рв 2я0 —
+ (2a0-^FBpa = U+D, (V.21)
где U — упругая потенциальная энергия грунта и сваи при ее нижнем положении (до отскока);
D — количество энергии, рассеиваемой за один удар сваи о грунт основания.
Разницу между U+D и работой сил вакуума можно оценить как некоторую долю работы весовых нагрузок:
U + D - (2а., —FBpa = z(C + Г + В + П) 2а0, (V.22)
здесь х — коэффициент, меньший единицы, который может быть определен экспериментально для различных грунтовых условий.
Тогда уравнение (V.21) баланса энергии, решенное относительно Рл, приводится к виду:
Рл = £[tj(C + Г + В + П) - Р6] , (V.23)
где
(V.24)
Величину т] можно назвать коэффициентом полезного действия весовых нагрузок.
Из формулы (V.23) видно, что при прочих равных условиях лобовое сопротивление сваи пропорционально отношению размаха 2а0 к отказу и0 в конце погружения.
Когда погружение заканчивается в песчаном грунте, погрешность в оценке величины Рб бокового сопротивления обычно не существенна, так как Рб относительно невелико. Если при этом в конце погружения сваи будут замерены отказ и размах 2ао, а затем из статического испытания определено расчетное сопротивление Р и величина РЛ = Р—Рб, то из
129
уравнения (V.23) может быть найден коэффициент т), который в последующем позволит:
1) определять Рл и расчетное сопротивление Р сваи по замеренным в конце погружения 2а0 и
2а
2) задавать для конца погружения величину —ко-торая обеспечит предельное использование несущей способности сваи данной конструкции по условию трещиностойкости, ширине раскрытия трещин или по прочности стенок сваи.
В пластичных грунтах, по-видимому, можно считать Рб = 0 и пользоваться формулой (V.23) для определения лобового сопротивления и несущей способности сваи непосредственно после погружения. Однако эта несущая способность (после погружения в глинистые грунты) никакого интереса не представляет, так как за счет последующего «отдыха» она увеличивается в несколько раз (см. гл. IV).
Пример. Для сваи, рассмотренной в примерах предыдущего параграфа, нагрузку, допустимую по величине раскрытия трещин на величину 0,1 мм, можно определить по интерполяции:
340 — 240
Р = 240 + 0 122 —0 069~ (°Л ~ 0,069) 240 + 60 = 300 т'
Чтобы получить такое расчетное сопротивление сваи при Р§=^ (глубина погружения мала, рис. 48) и Рл~Р=300 т, следовало бы закончить погружение при отказе
2«o*«h(c + Г +В+П) —PgJ 2а0*пЧ(С + Г + В + П) с
=--------------р----------------------------р-----------. (V.25)
Г Л *
При весе сваи 12 т, весе грунтового ядра примерно 6 т, весе воды над ним 4 т и весе вибратора ВП-3, равном 7,5, имеем:
С -р Г + В + П = 12 + 6 + 4 + 7,5 дьЗО т.
Частота вибратора ВП-3 и=408 об!мин. При Р=300 т, коэффициенте однородности £=0,7 и размахе 2ао=О,5 см, предполагая т)=0,5, по формуле (V.25) вычислим отказ:
0,5 0,7-409 0,5-30 ------------------7 см/мин.
v0 =
300
ГЛАВА VI
РАСЧЕТ НА ТРЕЩИНОСТОЙКОСТЬ КРУГЛЫХ ПОЛЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ СВАЙ ПРИ ИЗГИБЕ
Для обеспечения долговечности тонкостенных железобетонных свай с грунтовым ядром, полость которых после погружения не заполняется бетоном, большое значение имеет их трещиностойкость при изготовлении, транспортировке, погружении и эксплуатации.
Для расчета на трещиностойкость, в дополнение к НиТУ 123—55, а позднее к СНиП П-В. 1—62, нами была разработана методика [10], использующая возможность прямого решения для частного случая равномерно армированных железобетонных элементов кольцевого сечения. Упрощение расчета, которое дает эта методика, особенно в ее приближенном варианте, заставляет нас остановиться на ней и в настоящем издании.
Примем следующие обозначения (рис. 53):
г — наружный радиус сваи;
г0 —внутренний радиус;
гс — средний радиус;
б —толщина стенок;
Fq—площадь кольцевого сечения;
fa—площадь сечения арматуры без предварительного напряжения, равномерно расставленной по срединному слою бетона;
2ф—центральный угол, ограничивающий сжатую зону;
Об — краевое сжимающее напряжение в бетоне;
/?т — расчетное сопротивление трещиностойкости, равное нормативному сопротивлению бетона на растяжение, умноженному на коэффициент однородности;
ес и ер — соответственно относительное укорочение крайнего сжатого волокна и наибольшее относительное удлинение бетона по срединному слою оболочки при появлении первой трещины;
х — высота сжатой зоны сечения, считая по срединному слою;
Е — модуль упругости бетона на сжатие при изгибе;
131
п = ——— — отношение модулей упругости стальной арматуры и бетона на сжатие.
В соответствии со СНиП П-В. 1—62, принимаем следующие допущения:
а) сечения при изгибе остаются плоскими;
б) эпюра нормальных напряжений в бетоне в сжатой зоне треугольная;
Рис. 53. Схема кольцевого сечения для расчета на трещино-стойкость при изгибе
в) эпюра нормальных напряжений в растянутой зоне прямоугольная с величиной напряжений, равной /?т;
г) эпюра напряжений в арматуре как сжатой, так и растянутой зон линейная.
Предельную относительную растяжимость бетона ер принимаем равной 0,00015 (СНиП П-В. 1—62 § 8.2). Величина модуля упругости бетона при сжатии для марки 300 составляет 315 тыс. кг)см2, для марки 400 она равна 350 тыс. кг!см2 (СНиП П-В. 1—62, прилож. 1, табл. 31).
Усилие dBc, передаваемое элементом кольцевого сечения в сжатой зоне, будет:
dBc = а р d & • d р = зб — р d И • d р,
где о = ---напряжение, действующее по взятому эле-
менту;
у — расстояние элемента до нейтральной оси ОО (рис. 53):
у = pcos ft —rcCOS ф. (VI.1)
132
Полное сжимающее усилие в бетоне
BQ = 2 j (ч рcos8pd г о 6
___ 2 G6
Sin ф —
,2
го
2
dp =
2fc5l6 , . F,
—-------^Sin ф — ф cos ф) -- —
(sin ф — ф cos ф). (VI.2)
При выводе этой и принято:
дальнейших
формул для упрощения
2
О
Л г0
~г0
3
Полное растягивающее усилие в бетоне
Вр = 2(~ — ф) гс о /?т = —F0/?T.
(VI.3)
Момент сжимающих усилий в проходящей через центр кольца, r ?
Л1С = 2 J j op2cos &d& • dp =
бетоне относительно оси»
г0 О
— гс р2 cos & cos ф) d & • dp =
sin ф cos ф
'с6®б
sin 2
Ф--------9-^
(VI.4)
г
<р । sin 2 )
С
Момент растягивающих усилий в бетоне относительно оси, проходящей через центр кольца,
Жр = — 2/?т J J р2 cos & d 8• d р = Го ?
= 2/?т--3-^- sin Ф^2гс 8 /?т sin ф.
(VI.5)
Элементарное усилие в арматуре, сечение которой заменяем сплошным равновеликим кольцом шириной ба, расположенным по срединному слою бетона, будет:
dA = oa8arcrf 8,
где оа—напряжение в элементе арматуры, считаемое положительным в случае растяжения:
133
П^ьУ П Об гс / а \
=-------(cos ф — cos ft).
-Л
(VI.6)
После подстановки имеем:
dA = 8а г2 (cos <р — cos 8) d ft. С X
Полное растягивающее усилие в арматуре
А = 2 ра г2 (cos ф — cos ft) d ft = /аn <?6 rcC”S f . (VI.7)
6
Момент усилий в арматуре относительно оси, проходящей через центр кольца, 71
Мл — — 2 J rc cos ft fl? А = °
= 2 8а г? f (cos2 ft — cos ft cos ф) d ft = ° c. (VI.8)
0
Уравнение проекций всех внутренних сил на ось сваи;
?0'c-°6 (sin <р — <р cos ф) — ЛА —
=0. (VI.9)
Обозначим
<* = -£-; н = ^-. (VI. 10)
ер го
Относя удлинение ер к срединному слою и учитывая, что при этом (рис. 53)
= + cos ср);
Яг F Ел Е т X OX /It V
^= — = —у-=-£7-7-=-т-=а(1 + соэф),
X X X ’ •'о 'с £р ' с 'с
перепишем уравнение' проекций в следующем виде:
sin ф + ф[а + (а — 1) cos ф] — а~ — к(а + п p-)cos ф = 0. (VI.11)
Обозначая через Л4Т изгибающий момент в сечении и приравнивая его сумме моментов внутренних сил, получаем:
sin 29
-t- 2л sin 'f(l
COS Cf) + 7T n ’J.
/Ит =
2 7t(l + cos ?)
(VL12)
Угол ф определяется из уравнения (VI.11), а затем подставляется в уравнение (VI.12) для нахождения Л4Т.
Изложенный метод расчета нетрудно обобщить на случай внецентренного сжатия (или растяжения) напряженно арми
134
рованных элементов кольцевого сечения. Для этого достаточно в правой части уравнения (VI.9) заменить нуль сжимающей силой JV + Afa. Примем следующие обозначения:
V — внешняя сжимающая сила;
Na— суммарное натяжение продольной арматуры:
(VI.13)
FH и ок — соответственно сечение и контрольное напряжение напрягаемой арматуры;
оп — потеря напряжения на стадии работы, для которой производится расчет.
В правой части уравнения (VI.11) нуль заменится величиной
(N + N^x = (N ^N^x' = (.V -7Уа)к(1 cos у) j j
ForC£ep Л,££р ’ V • 7
в формуле же (VI. 10) fa будет обозначать в этом случае полную площадь сечения продольной арматуры как напряженной, так и ненапряженной. Следовательно, при внецентренном сжатии (или растяжении) изменяется положение нейтральной оси, определяемое углом ф, выражение же (VI. 12) для момента трещиностойкости остается в силе.
Изложенный метод расчета для практических целей, особенно для расчета напряженно армированных элементов, может быть заменен более простым, основанным на следующих соображениях.
Пусть призматический напряженно армированный элемент любого профиля подвергается действию нагрузок, приложенных в одной из его главных плоскостей уг. Приводя внешние силы, приложенные по одну сторону рассматриваемого сечения, и равнодействующую усилий напряженной арматуры к центру тяжести приведенного сечения, мы получим расчетную величину изгибающего момента
= + (VI. 15)
где первое слагаемое представляет изгибающий момент внешних сил, а второе — момент усилий напряженной арматуры.
При одинаковом напряжении всех стержней или проволок продольной арматуры и совпадении их общего центра тяжести с центром тяжести бетонного сечения, т. е. при равномерно армированном кольцевом сечении, Л4а = 0 и Af = A4BH.
Центрально приложенная нормальная сила W+Wa вызывает равномерное сжатие бетона:
Л _ N 4- FH (ак стп) мн ir\
ао =------V-----—, (VI. 1b)
л п
где Fn — площадь приведенного сечения.
135
Под влиянием изгибающего момента, вычисляемого по формуле (VI. 15), в бетоне появляются дополнительные нормальные напряжения Ао = о—оо, распределенные по линейному закону в зависимости от координаты у, отсчитываемой от центральной оси приведенного сечения, нормальной к плоскости изгиба:
Му
Г!
(VI.17)
здесь /п—момент инерции приведенного сечения.
у
Рис. 54. Эпюра распределения нормальных напряжений при изгибе железобетонных элементов кольцевого сечения
Это справедливо, пока момент М настолько мал, что суммарное напряжение в бетоне ао 4~ остается положительным (сжимающим) по всему сечению. При дальнейшем возрастании М в бетоне возникают растягивающие напряжения, а при некотором М = МТ они достигают расчетного сопротивления трещиностойкости RT = kTRpy где /?р — нормативное сопротивление бетона на растяжение (СНиП П-В. 1—62), А’т — коэффициент однородности, принятый в расчетах на тре-щиностойкость.
Предельную эпюру 1—1 напряжений в бетоне (рис. 54) можно заменить статически эквивалентной прямолинейной эпюрой 2—2, показанной на том же рисунке, причем наибольшее дополнительное растягивающее напряжение по линейной эпюре
(- Д з)тах' = = ’о + 3 /?т, (VI.18)
где коэффициент р>1 представляет собой отношение наибольших растягивающих напряжений по заменяющей линейной
136
и по действительной эпюрам (рис. 54), а 1ГП—момент сопротивления приведенного сечения для крайних растянутых волокон.
Из формулы (VI. 18) следует:
Л4т = 1Гп(а0 + ^т). (VI.19)
Формула (VI. 19), как следует из изложенного выше, применима и для сечений любой формы при соответственном уточнении коэффициента р на основании опытов. В условиях неизбежного значительного разброса экспериментальных значений р принятие для этого коэффициента некоторого среднего значения, постоянного для сечений данной формы, например кольцевых, пе снижает практически возможной точности расчета, тем более что второе слагаемое формулы (VI. 19) для напряженно армированного железобетона обычно меньше первого. Соответственно уменьшается и возможная величина относительной погрешности.
Применительно к изгибаемым элементам из обычного железобетона формула (VI. 19), обладая в этом случае меньшей точностью, приобретает вид
Л4Т = UZn р /?т- (VI.20)
Сопоставление результатов расчета изгибаемых элементов кольцевого сечения по формулам (V.12) и (VI.20) приводит к значению р=1,55 для ненапряженно армированных трубчатых свай. Для напряженно армированных круглых полых элементов можно рекомендовать 0=1,6.
При указанных значениях р расчет кольцевых сечений по формулам (VI. 19) и (VI.20) вполне обеспечивает ту степень точности, которая возможна при экспериментальном определении момента Мт. Вместе с тем, расчет по указанным формулам чрезвычайно прост, что позволяет рекомендовать его для широкого практического применения. При этом для кольцевых сечений с относительно малой толщиной стенок (примерно 0,1 диаметра) весь расчет на трещиностойкость можно относить к волокнам срединного слоя кольца.
В этих условиях для Wn получается выражение:
или
(VI.21)
и расчетная формула (VI. 19) принимает следующий окончательный вид:
Мт=-^-(1 + «н)Ь + ?/?т),
(VI.22)
для напряженно армированных трубчатых свай 0=1,6.
137
Для свай без напряженного армирования
(14-«10,
(VI.22')
где р=1,55.
Достаточная точность полученных формул для ненапряженно армированных железобетонных элементов кольцевого сечения проверена путем сопоставления результатов расчета с результатами нескольких испытаний. Например, на изгиб испытывались два звена свай наружным диаметром 1200 льи, длиной по 6,5 jw, с толщиной стенок 100 мм, армированных 23 стальными горячекатаными стержнями периодического профиля диаметром 16 мм. Марка бетона, определенная по прочности кубиков 20X20X20 см на день испытания, для звена № 1 оказалась равной 255 кг!см2, а для звена № 2 — 264 кг/см2. Испытываемое звено, шарнирно закрепленное концами, загружалось усилиями двух гидравлических домкратов, располагавшихся на расстоянии 1,7 м от опор и создававших на среднем участке условия чистого изгиба выпуклостью вверх (рис. 55).
Домкраты обслуживались одним насосом, что обеспечивало равенство создаваемых ими нагрузок. Ступени нагрузки к концу испытания составляли примерно 0,25 т соответственно ступеням давления по 1 атм.
Для более точного определения момента появления первой трещины (помимо визуальных наблюдений) применялись проволочные электротензометры с длиной базы 13 см, наклеенные по верхней образующей звена в зоне чистого изгиба сплошной полосой в 2 ряда так, чтобы любое поперечное сечение пересекало один из датчиков. Независимо от этого по всей растянутой зоне был наклеен контрольный датчик длиной 3 м. Нагрузки домкратов, вызвавшие появление первой трещины, для звена № 1 оказались равными 26 т, а для звена № 2 — 25,7 т. Визуальному обнаружению первой трещины при давлениях соответственно 104 и 101 атм предшествовали сигналы электротензометров при давлениях 102 и 100 атм, которым и соответствовали вышеуказанные нагрузки. Величина изгибающего момента при появлении первой трещины определяется следующим расчетом.
Собственный вес испытанных звеньев свай <7=0,86 т[м. Опорная реакция звена № 1 при появлении первой трещины А = 26 - 6,%°-~ =23,2 т.
Мпах = 23,2 -1,7 4-0,86 1,7-0,85 = 40,7 тм.
Аналогично для звена № 2
ЛТтах = 22,9 • 1,7 4- 0,86 -1,7- 0,85 = 40,2 тм.
138
Величина момента трещиностойкости, средняя из двух испытаний,
л л 40,7 И- 40,2 л л .
Мт = ——£—— = 40,4 тм.
Для расчета по формуле (VI. 12) имеем: Fo = 346O cjw2; /а = 46,2 cjw2 (23016); ц = 0,013; марка бетона по результатам испытания кубиков в среднем 260.
Для сопоставления с экспериментом величина /?т в расчетных формулах должна быть заменена нормативными сопро-
Рис. 55. Испытание на трещиностойкость звена сваи диаметром 1200 мм с ненапряженной арматурой
тивлениями /?р. Для марки бетона 254 +265 ^ 260 кг/см2 находим по СНиП П-А. 10—62 (табл. 1, примеч. 3) интерполяцией /?р =20,6 кг/см2; £=295 • 103 кг/см2 и далее м=7,2; гс = 55 см\ ер=0,00015; £ер = 44,4; а = =0,47; пц =0,094.
При ф = 85°=1,48 радиан, sin ср = 0,996; cosq>=0,087;
sin 2ф = 0,17 уравнение проекций (VI.11) удовлетворяется:
0,996 + 1,48(0,47 - 0,53• 0,087) - 0,47 т: - - • 0,56 • 0,087 = 0.
По формуле (VI.12) находим:
м,_3460 55 + _335<404
О,2о • 1,ио/
Разница с Л4Т, полученным из опыта, составляет примерно 17%.
Определим Л4Т по приближенной формуле (VI.22') при р=1,55 с заменой £т на /?р =20,6 кг/см2 соответственно прочности бетона испытанных звеньев. Получим:
139
мт~
3460 • 55 • 1,094 • 1,55 • 20,6
2
= 33,3 тм.
т. е. меньше, чем по формуле (VI. 12), на 0,6%.
Результат сравнения данных расчета и стендовых испытаний следует признать удовлетворительным, поскольку значение /?р было определено по СНиП и по прочности кубиков на сжатие. Но даже если бы прочность бетона на растяжение определялась по разрыву восьмерок (это было бы правильнее), то и тогда несовпадение результатов расчета и эксперимента было бы возможно, так как разброс точек при испытаниях бетона на растяжение очень велик (—'30%). В этом отношении интересны результаты стендовых испытаний, проведенные автором во ВНИИГСе в 1958 г. с железобетонными трубчатыми сваями диаметром 500 мм. когда прочность бетона на растяжение определялась испытаниями на разрыв. Рас
хождения между расчетом и экспериментом при этом не превышали 10%.
Из сказанного следует, что изложенная методика расчета на трещиностойкость железобетонных элементов кольцевого сечения с обычной ненапряженной или напряженной арматурой для практики приемлема, тем более что, как показывают эксперименты, эта методика дает некоторый избыточный (~ 10—20%) запас трещиностойкости.
Нормативное сопротивление бетона на растяжение, предельную относительную ратяжимость бетона, модули упругости бетона и арматуры следует принимать по СНиП П-В. 1 — 62 и СНиП П-А. 10—62 как для гидротехнического бетона с установлением его марки по растяжению, что должно быть оговорено в проекте. Требование, чтобы подбор состава бетона для свай производился с расчетом, в первую очередь, обеспечения надлежащей прочности бетона на растяжение, весьма важно,
Рис. 56. Расчетная схема на изгиб при транспортировке и монтаже свай
так как бетон, имеющий высокую марку на растяжение, будет заведомо удовлетворительно работать и на сжатие.
Пользуясь изложенной методикой расчета на трещиностойкость, определим, в какой степени удовлетворяет условию трещиностойкости при транспортировке и монтаже свая наружным диаметром 500 мм. с толщиной стенок 60 мм. армированная обычной ненапряженной арматурой 6012 мм. Марка бетона 400. Свая состоит из 2 звеньев по 8 м каждое:
140
гс = 22 см; /?о = 83О см2; ’собственный вес <7 = 0,21 т/м. Расчетные схемы показаны на рис. 56.
При подъеме сваи краном за одну петлю по схеме рис. 56, в и динамическом коэффициенте 1,2
7Итах = Л/2 = 2,3 • 1,2 =2,76 тм.
Принимая для гидротехнического бетона марки 400 /?т = 0,7 /?” = 0,7*27= 19 кг)см2. по приближенной формуле (VI.22) получим
7ИТ = 1,55-830 -11 • 19 • 1,05 = 2,82 > 2,76 тм.
т. е. трещиностойкость двух срощенных свай общей длиной 16 м при монтаже обеспечена.
При транспортировке свай и их-опирании по схеме рис. 56, б, вводя динамический коэффициент 1,5, получим максимальный изгибающий момент (рис. 56, а)
7Итах = 7И1 = 1,1 • 1,5 = 1,65 тм.
Изгибающий момент при транспортировке значительно меньше, чем при монтаже, но стык оказывается одним из наиболее напряженных сечений. В случае невыполнения условия прочности в стыке следовало бы сблизить опоры и уменьшить момент в пролете За счет некоторого увеличения опорных моментов против того, что дает обычное расположение опор (рис. 56, а и б).
Для свай, работающих не только на вертикальную, но и на горизонтальную нагрузку, что имеет место обычно в гидротехническом и часто в промышленном строительстве, пониженная трещиностойкость стыка является существенным недостатком, затрудняющим возможность применения полых свай без напряженного армирования.
Одним из способов устранения этого недостатка является подбор звеньев сборной сваи такой длины, чтобы ослабленные стыковые сечения не располагались в зоне действия наибольшего изгибающего момента. При сборных сваях это сравнительно легко осуществимо. Кроме того, имеется возможность несколько усилить сечение у стыков путем приварки к стыковому кольцу коротышей, некоторого изменения конструкции стыка (см. рис. 5) и повышения марки бетона.
ГЛАВА VII
РАСЧЕТ СВАЙ С ГРУНТОВЫМ ЯДРОМ НА ДЕЙСТВИЕ ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ И КОМБИНИРОВАННЫХ НАГРУЗОК*
По сравнению со сплошными призматическими сваями железобетонные сваи с грунтовым ядром имеют две особенности:
1) значительно большую жесткость на изгиб;
2) прочную связь по подошве с сильно уплотненным грунтом основания.
Первая из этих особенностей позволяет в более широком диапазоне условий пренебрегать деформацией изгиба сваи.
Как известно, в качестве критерия такой возможности ре-комендуется [40] неравенство h < —, (h — глубина погружения в грунт):
5/--znr '
* = (VII. 1)
где т — градиент изменения по глубине коэффициента постели, когда свая-оболочка рассматривается как балка на упругом основании;
b — расчетная ширина сваи-оболочки по направлению, нормальному к плоскости изгиба;
EI — изгибная жесткость оболочки.
Сваи с грунтовым ядром обладают очень большой жесткостью на изгиб, а глубина их погружения оказывается обычно меньше, чем для сплошных призматических свай. Кроме того, эксперименты в натуре [41] обнаруживают лучшую сходимость с расчетной величиной изгибающего момента для абсолютно жесткой сваи. Если даже этот вывод считать пока недостаточно обоснованным, то не подлежит сомнению, что расчетная схема абсолютно жесткой сваи по величине расчетных внутренних усилий дает погрешность в запас прочности, поэтому ее и можно принять в качестве основной, учитывая деформативность сваи Только в случае необходимости уточнения перемещений.
Вторая из отмеченных особенностей свай с грунтовым ядром проявляется особенно резко при опирании на пески, твер-
* Глава написана научным редактором, за исключением примеров расчета, выполненных автором.
142
дне или тугопластичные глинистые грунты, когда образовавшееся в результате погружения низкочастотным вибратором чрезвычайно прочное грунтовое ядро составляет одно целое с массивом уплотненного грунта под сваей.
Срез уплотненного грунта на уровне ножа сваи требует очень больших усилий, что позволяет считать подошву сваи
закрепленной неподвижно в горизонтальном направлении. Иначе говоря, центр вращения сваи как абсолютно жесткого тела можно считать расположенным на уровне подошвы.
Предложение о расчете по такой схеме заглубленных (кессонных) фундаментов было сделано в 1928 г. А. А. Канши-ным [42, 43]. Применительно к расчету свай с грунтовым ядром, погруженных низкочастотным вибратором до упора в плотный грунт, это предложение представляется . вполне приемлемым.
Итак, будем считать:
1) свая представляет собой абсолютно жесткое тело;
2) под действием центрально приложенных вертикальных нагрузок она получает некоторое вертикальное перемещение, а под действием горизонтальной и моментной нагрузок (Я, Л4о на рис. 57) она поворачивается около некото-
Рис. 57. Расчетная схема для железобетонной сваи с грунтовым ядром при комбинированной нагрузке
рого центра, расположенного в плоскости подошвы;
3) в упругой стадии работы пройденного сваей однородного грунта * его горизонтальные реакции,
воспринимаемые боковой поверхностью
сваи, пропорциональны ее горизонтальным перемещениям и коэффициенту постели, в свою очередь, пропорциональному глубине z, отсчитываемой от незагруженной дневной поверхности грунта;
* В случае неоднородности грунта в расчет следует вводить характеристики его преобладающих верхних слоев, в основном воспринимающих горизонтальную нагрузку сваи.
143
4) в запас прочности будем пренебрегать моментами вертикальных сил бокового сопротивления.
Предположения 2 и 3 приводят к параболическому закону изменения по глубине интенсивности q горизонтальных реакций грунта (рис. 57):
7 = (VII.2)
где h — глубина погружения сваи в грунт, a qm — наибольшая интенсивность горизонтальной реактивной, нагрузки на половине глубины погружения.
Уклон параболической реактивной эпюры к оси сваи на поверхности грунта при z = 0
dg = 4дт dz h
(VII.3)
За пределами упругой стадии работы грунта интенсивность его отпора определялась бы формулой
^отп = Р D т\z = 0,9(D + 1) у Хр z, (VII.4)
где D — диаметр сваи-оболочки в ж; Хр — коэффициент отпора:
= tg2 (45° + -J-);
Ф —угол внутреннего трения грунта;
(VII.5)
у —объемный вес грунта с учетом взвешивания под водой, если ее уровень стоит выше поверхности грунта; 0,9^1 + —поправочный коэффициент к величине
отпора, определяемого в условиях плоской задачи [44].
В формуле (VII.4) влиянием распора грунта с противоположной стороны сваи пренебрегаем.
В условиях упругой работы грунта должно выполняться неравенство при z=0
dq dq0Tn
dz dz ’
T. e.
^hn h
<0,9T(D + l)kp.
(VII.6)
Эффективное использование свай с грунтовым ядром достигается в том случае, когда они погружаются до прочного (например песчаного) грунта, несколько врезаясь в него. Поэтому глубина погружения h обычно определяется по геологическому разрезу. Из неравенства же (VII.6) можно опреде
144
лить величину qm. предельно допустимую при данной глубине погружения:
(О + 1)лрй. (VII.7)
Поворот сваи под влиянием нагрузок Н и Л40 (рис. 57) приводит к неравномерному распределению нормальных напряжений о по ее подошве, создающих момент Л4П относительно центральной оси подошвы, нормальной к плоскости поворота.
Сумма моментов относительно этой оси всех сил, действующих на сваю,
H(h + а) + Afo - I qmh А _ мп = О, (VII.8) если пренебречь моментом вертикальных сил бокового сопротивления, которое противодействует наклону сваи, так как эти силы увеличиваются с той стороны, куда свая наклоняется, и уменьшаются с противоположной стороны.
Из уравнений (VII.8) и (VII.7) определяется предельная величина горизонтальной нагрузки:
+ Afn - Мо О
h 4- а
(VII.9)
Входящая в формулу (VI 1.9) величина момента Мп реакций по подошве определится в зависимости от угла а поворота сваи:
Л4П <— Кц & /,
(VII. 10)
где Кп — коэффициент постели для подошвы сваи;
г тс D* тс г4
/ = ~gf- = 4 — центральный момент инерции па-
дошвы, т. е. сечения сваи по ее внешнему очертанию.
Угол поворота а сваи определяется в зависимости от величины qm, вычисленной по формуле (VII.7). Этому значению qm соответствует наибольшее давление на поверхности сваи
4
Рт 7-
Ят D *
(VII. 11)
Горизонтальное перемещение на половине глубины погружения равно рт. по формуле (VII.11), деленному на коэффициент постели 0,5 Л/n, соответствующий значению z=0,5 h:
Д(0,5А) = -'££—= ,
' ' 0,5/ш nDhm
(VII. 12)
где т — градиент изменения коэффициента постели с глубиной (табл. 29).
145
Таблица 29
Значения т из СН 200—62
Грунт
Значения т в
Текучепластичные глины и суглинки.....................
Мягкопластичные суглинки, супеси и глины; пылеватые и рыхлые пески .........................................
Тугопластичные суглинки, супеси и глины; пески мелкие и средние ..............................................
Твердые суглинки, супеси и глины; крупные пески.......
Пески гравелистые, грунты крупноблочные...............
100
200
400
600
1000
Горизонтальному перемещению по (VII.12) на половине глубины погружения при неподвижной подошве соответствует угол поворота
А(0,5Я) 16?от
0,5Л к D№m ’
(VII. 13)
Подставляя это выражение в формулу (VII. 10), получим окончательное выражение величины реактивного момента по подошве:
ма =
4h2m
(VII. 14)
Это значение Л4П и следует подставлять в формулу (VII.9), если суммарные сжимающие напряжения по подошве удовлетворяют условиям:
а т in
W
_ jVo+G-P6
° max p
(VII. 15)
w
(VII. 16)
где G = C + r + B—PqFb — вес сваи с грунтовым ядром и водой над ним, если она имеется, за вычетом взвешивания гидростатическим давлением р0 на уровне подошвы;
Рб — суммарное боковое сопротивление;
FB — площадь подошвы сваи;
1V7 71 Г3 кР3
— ---момент сопротивления подошвы, т. е. се-
чения сваи по ее внешнему очертанию;
—нормативное лобовое сопротивление по табл. 19 на уровне подошвы сваи.
146
Вводить в правую часть формулы (VII. 16) коэффициент однородности не нужно, так как:
при неравномерном загружении грунт в сечении по подошве может выдерживать повышенные местные напряжения;
местная неупругая деформация у края круглого сечения, если даже она возникает, приведет к быстрой стабилизации без существенного изменения момента Л4П.
При невыполнении условий (VII.15) или (VII.16) представляется возможным без большой погрешности в величине Л4П принять, что работает только некоторый сегмент подошвы Fc, загруженный равномерно* напряжениями а=£/?н=0,7/?н:
+ Рб
(VII. 17)**
Расстояние центра тяжести этого сегмента от оси сваи может быть принято за величину е эксцентриситета реакции подошвы, чему соответствует значение
Mn = «?(7V0 + G-P6).
(VII. 18)
Горизонтальная реакция X по подошве определяется из уравнения проекций на горизонтальную ось:
X = ±-qmh-H,
(VII. 19)
причем должно соблюдаться условие несмещаемости подошвы:
X<(N0 + G- P6)/+CFc,
(VII.20)
где f и С — соответственно коэффициент внутреннего трения и удельное сцепление в грунтовом ядре на уровне подошвы (для песка С = 0).
В случае невыполнения неравенства (VII.20) появится отпор уплотненного грунта у конца сваи с тыловой .стороны, равнодействующая горизонтальная реакция X сместится вверх; условия в целом будут соответствовать несколько меньшему значению h при большей величине отпора q, в частности qm. Может потребоваться увеличение глубины погружения или уменьшение горизонтальной нагрузки.
Что касается коэффициента постели Кп в формуле (VII. 10), то до экспериментального уточнения представляется возможным приравнивать грунтовое ядро и уплотненный грунт под
* Если речь идет о грунте, то к такому предположению еще больше оснований, чем при расчете бетонных элементов, работающих н»а внецентрен-ное сжатие с большим эксцентриситетом.
** Возможно, что введение коэффициента однородности k—0,7 в формулу (VII.17) является излишним; это следует проверить опытом.
147
сваей песчанику или известняку, считая Ка= (20—100) • 103 т/м3-[30] *.
Горизонтальное перемещение сваи на урове земли в соответствии с формулой (VII. 12)
Д(0)« 2Д(0,5Л) = (VII.21)
перемещение же головы сваи в соответствии с формулой (VII.13)
До = a(ft + fl) = (VII.22)
После того, как по формулам (VII.7)—(VII.22) выяснена взаимодействие сваи с грунтом, остается произвести ее расчет
на прочность и трещиностойкость с учетом работы на осевое сжатие и изгиб как балки пролета l = h + a с опорными реакциями Н и X, загруженной по концам моментами Л40, Л4П и несу-
Рис. 58. Схема изгиба сваи
щей нагрузку q. интенсивность которой изменяется по параболическому закону (рис. 58). Проверка должна быть выполнена для сечения, в котором изгибающий момент максимальный, а поперечная сила равна нулю. Определение этого сечения и изги
бающего момента в нем не представляет трудности, но может
быть заменено более простым расчетом без ущерба для его реальной точности.
В сечении г=0,5 Л на половине глубины погружения изгибающий момент
Жст = Л1о+^О,5й + а)--^-, (VII.23)
а поперечная сила
Qm = //-4^-015/z = -^
Из уравнения проекции на горизонтальную ось (VI Г. 19)
* Отметим, что полученное в гл. IV, п. 2 значение Кп, соответствующее равномерному загружению подошвы сваи, будет давать заниженное значение реактивного момента по подошве^ вычисленного по (VII.10).
148
Подстановкой этой величины можно привести формулу для Qm к наиболее простому виду:
(VII.24>
Опасное сечение располагается на глубине z + Дг и поперечная сила в нем
0,5Л-ьДг
Q=Qm- j Qdz^Qm-qmAz = O,
0,5л
откуда
-
Ят ^Ят
(VII.25)
Расчетный изгибающий момент в свае, если пренебречь благоприятным перераспределением продольных сил бокового сопротивления,
-^тах == J Qd,Z = Мт -|- фсредн 2
0,5Л
С помощью формул (VII.24) и (VII.25) получаем окончательно
= Мт + (VII.26)
В том же сечении действует сжимающая продольная сила N, которая уравновешивает нагрузку Nq, вес сваи выше опасного сечения (без грунтового ядра и воды) и силы бокового сопротивления выше того же сечения.
В заключение заметим, что все изложенное относится к условиям работы одиночных свай или свай, удаленных друг от друга на некоторое минимальное расстояние, которое по опыту применения старых типов свай можно оценить величиной 3D (ось от оси), если сваи работают на нагрузки одного направления. В случае противоположного направления нагрузок (горизонтальных или вертикальных) расстояние между сваями может быть меньше.
Однако сближение свай вызывает затруднения при их по-1ружении, так как они, встречая повышенное одностороннее сопротивление грунта, уплотненного ранее погруженной сваей *, отклоняются в стороны.
* Обратим внимание на то, что уплотнению подвергается не только грунт под подошвой погруженной сваи, но и пройденный ею грунт, на уровне которого подошва располагалась во время погружения. Исключение составляют текучепластичные глины, неспособные к уплотнению.
149
Очень остроумное и эффективное решение было применено в таких условиях Ленморниипроектом: последующая из близко расположенных свай диаметром 1600 мм была снабжена ножом — оболочкой из листовой стали, выступавшим за пределы железобетона. Тонкий нож легко прорезал уплотненный грунт и не позволял свае отклоняться в сторону.
Условия совместной работы сближенных свай подлежат дальнейшему изучению. Дополнительной экспериментальной проверке в натуре следует подвергнуть и сделанные выше рекомендации по расчету одиночных свай на действие горизонтальной нагрузки.
Пример 1. Определим предельную горизонтальную нагрузку на сваю с грунтовым ядром, диаметром 1600 мм, с толщиной стенок 15 см и длиной 8 м, погруженную на 2 м в среднезернистый песок, перекрываемый шестиметровым слоем мягкопластичных суглинков.
Будем предполагать, что горизонтальная нагрузка приложена на уровне головы сваи и поверхности грунта (я=0, Afo=O), а свая загружена центрально приложенной вертикальной нагрузкой Ло=5ОО т.
Для суглинков и супесей, пройденных сваей, принимаем объемный вес у=1,8 т/м3, ф=18°, для песка у =1,9 т/м3 [36].
По табл. 19, 22, пользуясь интерполяцией по глубине, определяем удельное лобовое сопротивление на уровне кромки ножа:
kR" = 0,7-1,3-337 = 310 mW.
Пользуясь табл. 17, 21, 23, вычисляем полное боковое сопротивление сваи с учетом «отдыха» более 3 месяцев:
= 0,7-1,671-6-2,8 ~ 0,7-6-21,6тс-1,1 = 105 т.
Вес сваи в предположении, что толщина стенок 15 см и свая сверху на 1 м заполнена бетоном, при отсутствии взвешивающего гидростатического давления составляет:
g = 1,45 тс - 0,15 • 8 • 2,5 + тс - 0,65-( 1 • 2,5 + 6 • 1,8 + 2 • 1,9) =
= 13,7 + 22,3 = 36 т.
Высота грунтового ядра принята здесь равной высоте слоев грунта снаружи сваи:
М) -т- £ — Рб = 500 4- 36 — 105 = 431 т.
Предельная величина реактивное горизонтальной нагрузки на половине глубины погружения по формуле (VI 1.7)
09-18 / 18° \
Чт= ~а (1.6+ 1) tg2145° + -к-) • 8= 16 т/л.
По табл. 29 для мягкопластичных суглинков т=200 т/л4, при Ки= —30 000 т/л3 по формуле (VII. 14) получим реактивный момент по подошве
Мп
16-30-IO3-1.63
4-82-200 ‘ 47 тм.
Площадь и момент сопротивления подошвы будут: FB = тс г2 = к-0,82 = 2,01 м*
ТС Г3
W = —4— = 0,405 м3.
150
Тогда по формулам (VII.15) и (VII.16)
Ма 431 -• .
W ~ 2,01 0,405 -108 т1м '
°min —
в
°max —
в
47
м
=214+116 = 330»Л’/?н^310 /и/ж2.
Предельная величина горизонтальной нагрузки на сваю определяется по формуле (VI 1.9):
Чт^
~г Л4П
1^ + 47
3
---ё----= 48 т.
о
Горизонтальная реакция по подошве находится из выражения (VI 1.19):
3
. 16-8 — 48 = 37 т.
Несмещаемость (VII.20):
подошвы обеспечена при соблюдении равенства
37
Горизонтальное (VII.21)
перемещение сваи на уровне земли по формуле
16-16
» — л-1,6-8-200 — 0,03 м~ 3 см'
Полученная большая величина горизонтального перемещения объясняется низким значением принятого т для верхних слабых слоев грунта, от которых в основном зависит работоспособность сваи на горизонтальную нагрузку.
Определим трещиностойкость сваи с учетом ее работы на осевое сжатие и изгиб по схеме, изображенной на рис. 58:
(Н — X)2
^тах — Мт 4“ 8qm — 128
II2 8-16
= 129 тм,
где
/Л \ qm№ 16-82
Afm = Afo + //|-2~ +—"7б~ =48 4— 16 = 192 - 64 = 128 тм.
Мтах действует в сечении z=0,5ft-|-Az, где по формуле (VII.25)
%Чт
22 — 0,34 лг,
т. е. от верха сваи это сечение отстоит на 4,34 м. Продольная сжимающая сила в сечении, где действует Л1тах,
W = 500 4- 1,4571-0,15-4,34-2,5 4- к-0,652(1 -2,5 4- 3,34-1,8) —
— 0,7-4,34 -2,8 -1,6 л = 521 - 43 = 478 т.
151
При гидротехническом бетоне марки 400 и ненапряженной арматуре Ъ количестве 1% приведенные площадь сечения и момент сопротивления сваи составят:
Fn = 1,45-п• 0,15( 1 + 6 0,01) - 0,73
1ГП = 0,73 0,36 0,26 м*.
Изгибающий (VI. 19) будет:
момент при появлении первой трещины по формуле
Мт= ^п^ + ^б)
0,26
478
0,73
4 1,55-270
= 0,26(650 4- 42) 280 тм > 128,
т. е. трещиностойкость сваи обеспечена.
Пример 2. Условия те же, что и в примере 1. Разница в том, что Лг0 — = 200 т и принято значение /Сп=40 000 тДи3. Рассчитывая аналогично предыдущему, находим:
kRn = 310 т/м-\ Р(, - 105 т', g = 36 т\
К + g — Рб = 200 4 36 — 105 - 131 т;
qm — 16 т/м\
16-40- 10М,63
М" = 4-82-200
63 тм \
FB - 2,01' м2\ W - 0,405 ли3.
Тогда
amir> "-
Afn __ 131 63
W “ 2,01 0,405
65— 155 <0.
Условие (VI1.15) не выполняется, происходит отрыв подошвы.
Согласно изложенному выше, в этом случае определяем реактивный момент по формуле (VII.18), считая, что работает только часть подошвы с площадью, подсчитанной по формуле (VII.17):
„ No 4- g — Р6 131
Fc~ kRH “ 310 —0.422 ж2.
Имея в виду, что площадь малого сегмента примерно равна - fc.c (где з
fc —стрелка, с—хорда, равная ~2УDfc), имеем V"=0,25, откуда /с = = 0,4 м. Тогда расстояние центра тяжести сегмента от центра подошвы
е « г — 0,6/с — 0,8 — 0,6-0,4 = 0,56 м.
Реактивный момент по формуле (VII. 18)
Л4П — 0,56-131 = 73 тм.
По (VII.9) находим
--—5-----= 52
т.
л 52
Условие нссмещаемости подошвы (VII.20) выполняется: 2 X = -у • 16-8 — 52 — 86 — 52 = 34 т\
34 < 1311 т. По (VII.26) и (VII.24)
(Н — Х? л л (52-34)2
— Мт "Г 8^т 144 8-16 146,5тм,
где
Мт = Л40 + //(0,5Л + а) — = 52-4 — = 144 тм.
]_]__ ’
Момент Л4тах действует в сечении z=0,5ft-|-Az, где Az -----—9— 18
= "32 •= 0,56 м и, следовательно, z=4,56 м.
Продольная сжимающая сила в сечении z=0,5ft-|-Az
N - 200 -Ь 1Л5 тг-0,15-4,56-2,5 - л-0,65-41 -2,5 + 3,56-1,8) —
— 0,7-4,56-2,8.1,6 к = 200+ 7,7^- 14 — 44 = 178 т.
При гидротехническом бетоне марки 400 и ненапряженной арматуре в количестве 1 % изгибающий момент при появлении первой трещины по. предыдущему примеру, рассчитанный по формуле (VI.19), будет:
Л4Т -- 0,26 f 4- 1,55-270 I --- 0,26(244 b 420) = 172 > 146,5 тм.
Горизонтальное перемещение сваи на уровне земли остается таким же, как в предыдущем примере.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
1. В настоящее время практическое использование железобетонных свай с несущим грунтовым ядром осуществляется не в единичных экспериментальных работах, как 10 лет тому назад во время первого издания этой книги, а систематически и планомерно на многочисленных объектах, с большой пользой для народного хозяйства.
Многие проектные и строительные организации оценили по достоинству преимущества этого нового типа свай, используя их для сооружений самого различного назначения в разных районах Советского Союза. Представляется несомненным, что в дальнейшем применение этих свай будет увеличиваться в возрастающем темпе, захватывая все новые и новые области строительства, несмотря на имеющиеся трудности.
Сваи с грунтовым ядром могут применяться в самых разнообразных геологических условиях, успешно конкурируя по стоимости, трудоемкости и срокам строительства с другими видами фундаментов как массивных, так и свайных, причем по сравнению со сплошными забивными сваями они оказываются экономичнее по стоимости на 50—60%.
Существенное удешевление работ и ускорение их производства при применении этих свай дало основание некоторым проектным организациям союзного значения принять сваи с грунтовым ядром как основную конструкцию при типизации фундаментов проектируемых сооружений.
2. Важнейшими условиями успешности применения свай е грунтовым ядром являются:
Достаточная прочность стенок свай из бетона марок 300—400—500 в зависимости от расчетной нагрузки, надлежащим образом армированных и снабженных стальным нр-жом и стыковыми кольцами. Конструкция свай в нескольких проверенных практикой вариантах дана в'книге.
Опирание на плотные или средней плотности песчаные и тугопластичные или полутвердые глинистые грунты при условии, что подстилающий слой имеет достаточно большую толщину.
154
Погружение в намеченный слой грунта достаточно мощным низкочастотным вибратором до заданной проектом скорости в конце погружения.
В тиксотропных глинистых грунтах, залегающих и ниже подошвы свай, до их загружения расчетной нагрузкой после погружения должен предоставляться «отдых» не менее 3 месяцев, а желательно и более (6 месяцев).
Несущая способность свай, погруженных с соблюдением этих условий, очень высока и может быть уравнена с максимально допустимой по прочности материала стенок. Техникоэкономический эффект применения свай с грунтовым ядром при этом весьма значителен, что подтверждено многочисленными примерами.
Наоборот, пренебрежение указанными условиями (например, применение в качестве свай канализационных труб, замена низкочастотных вибраторов забивными механизмами», недостаточная оценка сжимаемости подстилающих грунтов,, кратковременность «отдыха») не только снижает эффективность трубчатых свай, но может привести и к отрицательным результатам.
3. Большое значение при проектировании фундаментов из свай с грунтовым ядром имеют статические испытания свай.
До сего времени, официальные нормы либо игнорировали, применение в практике свай с несущим грунтовым ядром больших диаметров или совершенно неправильно оценивали роль грунтового ядра в работе свай, занижая их несущую способность на вертикальную нагрузку в два-три раза. В этих условиях обоснованием проекта могут быть только результаты статических испытаний пробных свай по единообразной стандартной методике, например, методике Минтрансстроя, проверенной опытом многочисленных испытаний свай больших диаметров.
Рекомендации Минмонтажспецстроя (МСН 171—68) об испытании трубчатых свай больших диаметров «раздельным способом» основаны на ошибочных положениях и неприемлемы.
Предварительные данные о несущей способности свай до получения результатов статических испытаний можно полу-
ВСН 3—67 чить по рекомендуемому в книге методу, принятому в —, на основании геологического обследования стройплощадки. В настоящей книге и в [18] приведены многочисленные подтверждения того, что расчетные результаты, полученные этим-методом, подтверждаются статическими испытаниями обычна с некоторым запасом. Число приведенных примеров можно было бы увеличить, так как проектные организации, применяющие сваи с грунтовым ядром, проверяли расчетные данные статическими испытаниями многократно и всегда с положительным результатом.
155
4. Успех внедрения трубчатых свай в производство в большой степени зависит от возможности получения звеньев свай с завода и наличия у строительной организации низкочастотных вибраторов.
В настоящее время основной базой для строительства на трубчатых сваях являются предприятия Минтрансстроя, имеющие заводы для изготовления звеньев трубчатых свай центробежным способом, низкочастотные вибраторы, а также необходимое крановое и транспортное оборудование и обученный персонал.
При проектировании необходимо рассматривать возможность получения свай с заводов, расположенных даже сравнительно далеко, принимая во внимание, что расстояние экономически целесообразной транспортировки звеньев весьма значительно.
При большом объеме работ в определенном районе имеет смысл организация собственного производства трубчатых свай [10].
5. Экономическая эффективность свай с грунтовым ядром весьма значительна не только в портовом, но и в жилищном и промышленном строительстве, так как фундаменты из этих свай: а) в значительной степени исключают производство земляных и связанных с ними работ и б) при опирании на прочный грунт позволяют во много раз повысить напряжения по подошве фундамента. Достигается это за счет того, что вместо разупрочнения грунта при устройстве котлована происходит его весьма сильное уплотнение при погружении трубчатых свай низкочастотным вибратором, жестко связанным со сваей. При этом вибропогружение открытой снизу оболочки происходит легко, а работает она после погружения как фундамент без полости, имея к тому же преимущество весьма прочной связи с сильно уплотненным основанием.
6. Стоимость погружения свай с грунтовым ядром принимается в книге по Сборнику укрупненных единичных расценок на специальные строительные работы Латвийской ССР такой же, как для свай-оболочек, с удалением грунта из полости. При сваях с грунтовым ядром операция по удалению грунта из полости отпадает, но в Сборнике укрупненных единичных расценок это не учтено. Надо надеяться, что в следующих изданиях Сборника укрупненных единичных расценок это упущение будет исправлено, и тогда стоимость фундаментов зданий и сооружений на сваях с грунтовым ядром еще более понизится, а существующее в настоящее время их преимущество по стоимости перед сплошными сваями увеличится. Возрастет и конкурентоспособность свай с грунтовым ядром с другими типами фундаментов.
7. Сваи с грунтовым ядром являются новым типом свай не только в СССР, но и за рубежом, резко отличаются по
156
условиям своей работы в грунте от обычных сплошных свай квадратного сечения. Изучение особенностей их работы пред-ставляет важную и далеко не исчерпанную задачу. Необходимы дальнейшие теоретические и экспериментальные работы по изучению свай с грунтовым ядром.
8. Новизна свай с грунтовым ядром вызывает настоятельную необходимость во взаимной информации проектных, производственных и научно-исследовательских организаций о проведенных работах с ними, достигнутых результатах, встретившихся трудностях и статических испытаниях, выполненных по единообразной методике, с указанием грунтов.
Этой задаче — обобщению имеющегося опыта по сваям с грунтовым ядром и посвящена настоящая книга.
Л ИТЕРАТУРА
1. R. L. Nord lung. Some Experiences with the Driving and Load testing of Heavy, Large Diameter Piles in stiff Clays. Proceedings Pan American Congress on Soil Mechanics and foundation.
2. J. R. Bayliss. Soils Exploration and Design Considerations for the Greater New Orleans Expressway. Highway Research Board Proceedings, v. 35, 1956.
3. K. S z e c h y. Tests with Tubular Piles Acta Technica Academiae Scientiacum Hungaricae. Tomus XXIV, fasciculi, 1—2. 1959.
4. И. В. Г p а м о л и н, E. X. _C т а в p о к о в. Мост через озеро Понт-чартрейн. — «Транспортное строительство», 1957, № 6.
5. М. Buren. Concrete bridge across lake Pontchartrain completed in record time.—’’Civil Engineering”, 1957, No 2, v. 27.
6. А. А. Луг а. Комплекс исследований прочности, деформативностн и устойчивости фундаментов опор мостов. Доклад об опубликованных работах, представленных к защите на соискание ученой степени док-pa техн, наук. Изд. НИИОС и ПС Госстроя СССР, 1967.
7. А. И. Прудентов. О влиянии формы железобетонных свай на несущую способность. В сб.: «Основания, фундаменты и подземные сооружения». Изд-во «Высшая школа», 1967.
8. Е. М. П е р л е й и А. М. Р у к а в ц о в. О выборе заполнения свай-оболочек, погруженных вибрированием. Бюлл. техн. инф. Главленинград-строя, 1958, № 12,
9. Е. М. Перлей и А. М. Рукавцов. О несущей способности железобетонных ,свай-оболочек.— «Новая техника' монтажных работ в строительстве», 1959, № 6.
10. А. И. Прудентов. Железобетонные полые сборные сваи. Гос-стройиздат. 1959.
11. Е. В. Лавринович и др. Трещинообразоварие в сваях-оболочках при их промораживании.— «Транспортное строительство», 1967, № 10.
12. В. В. К р е ч м е р. Исследование прочности железобетонных свай при забивке. Свайные и естественные основания. Сб. трудов НИ сектора треста глубинных работ, № 10, 1939.
13. А. И. Прудентов. Железобетонные полые сборные сваи. Сб. трудов ВНИИГСа, № 7, 1956.
14. А. А. Л у г а. Свайные работы. Трансжелдориздат, 1947.
15. Н. П. Андреев и Н. М. Колоколов. Современные свайные фундаменты мостов. Изд. МКХ, 1955.
16. Доклады и сообщения на Совещании инженерно-технических ра ботников по строительству мостов и прочих сооружений в Вентспилсе в 1956 г. Изд. Оргтрансстроя, 1966.
158
17. А. А. Л у г а. Работа грунтового ядра забиваемых свайных оболочек с открытым нижним концом. Сб. трудов НИИ железнодорожного строительства и проектирования, вып. 4, 1952.
18. А. И. Прудентов. Несущая способность железобетонных трубчатых свай с грунтовым ядром. Стройиздат, 1966.
19. Н. К р а с о в , Н. Б у р и н. Сборный причал на сваях-оболочках. Госстройиздат, 1959.
20. А. А. Соколов. Опыт применения проволочных тензодатчиков для замера напряжений в железобетонных сваях при их погружении вибратором ВП-1. Сб. трудов ВНИИГСа, № 13, 1959.
21. М. Г. Цейтлин и др. Предотвращение повреждений свай-оболочек при вибропогружении.—«Транспортное строительство», 1966, № 16.
22. Временные указания по защите трубчатых железобетонных свай от трещинообразования в процессе вибропогружения в условиях глубоковод-МСН 172—68 ного строительства •
н ММСС СССР
23. Ю. С. Лучников. Влияние величины отказа на несущую способность колонн оболочек.— «Транспортное строительство», 1965, № 6.
24. Е. С г е а г у. Prefabricated Caisson foundations for submarine oil wells. Eng. news Record, No 26, 1946, vol. 137.
25. Б. Д. Васильев, А. И. Прудентов, П. В. Андреевский. Погружение железобетонных свай методом вдавливания.— «Строительство и архитектура Ленинграда», 1961, № 11.
26. Э. Г. Годе с. Свайные фундаменты для жилых зданий.— «Строительство и архитектура Ленинграда», 1963, № 1.
27. Ю. И. С м и р е н с к и й. Опыт применения свайных фундаментов на просадочных грунтах в г. Рязани. Сб. «Основания, фундаменты и подземные сооружения». Изд-во «Высшая школа», 1967.
28. Г. И. Гриши н. Доклад на совещании по обмену опытом по строительству мостов и причальных сооружений с применением сборных железобетонных оболочек. Изд. Оргтрансстроя Министерства транспортного строительства, 1966.
29. А. М. Р у к а в ц о в, Н. Н. Светлов и др. Забивка свай высокой несущей способности. Фундаменты многоэтажных зданий в условиях сильно сжимаемых грунтов. ЛДНТП, 1968.
30. Э. Ф. К о р н е в и ц и Г. В. Эндер. Формулы для расчета балок на упругом основании. Госстройиздат, 1932.
' 31. Б. М. Гуменский и Г. Ф. Новожилов. К вопросу об использовании тиксотропного упрочнения в глинах при проектировании и возведении свайных оснований. Доклад на совещании по применению вибрации в строительных целях. НТО Стройиндустрии. Ленинград, 1959.
32. Н. Q. Golder. A note on piles in sensitive clays geotechnique, vol. VII, No 4.
33. M. J. Tomlinson. The adhesion of piles driven in clay soils. Proc, fourth Int. Soil Mechanics. Vol. 2, London, 1958.
34. В. Ф. P e л ь т о в и Б. П. Ерохин. Производственный опыт применения электроосмоса с целью увеличения несущей способности свай-оболочек.— «Гидротехническое строительство», 1963, № 2.
35. А. И. Котов, Н. Ф. Бондаренко. Электроосмотическое воздействие на грунт при устройстве свайных оснований. Сб. трудов ЛИИВТа, вып. XIX, 1961.
36. «Указания по проектированию морских причальных сооружений» «а л. ВСН 3—67
Министерства морского флота ----мм'ф——
159
37. Пособие по проектированию морских причальных сооружений
ВСН 3—67 1Л п |ПСП
к ------------ . Изд. Союзморниипроекта, 1969.
ММФ
38. Технические условия проектирования железнодорожных, автодорожных и городских мостов и труб (СН 200—62). Госстрой СССР, 1962.
39. Временные указания по расчету трубчатых железобетонных свай диаметром от 0,8 до 1,6 м на вертикальную и горизонтальную нагрузки МСН 171—68
ММСС СССР ’
40. К. С. 3 а в р и е в. К расчету заделки в грунте фундаментов мостовых опор. Сб. трудов ЦНИИСа, вып. 45. Трансжелдориздат, 1962.
41. А. Я. Серебро. Исследования работы свай-оболочек на горизонтальные нагрузки. Труды ВНИИГСа, вып. 22. Стройиздат, 1964.
42. А. К а н ш и н, Н. Буданов. К расчету кессонных оснований.— «Вестник инженеров», № 10, 1928.
43. Г. И. Глушков. Статика и динамика сооружений, заглубленных в грунт. Стройиздат, 1967.
44. К. С. Силин, К- С. 3 а в р и е в, Г. С. Ш п и р о. Расчет столбчатых фундаментов из оболочек на эксплуатационную нагрузку.— «Транспортное строительство», 1960, № 7.
G ПЕЧАТКИ
Строка
Напечатано
Следует читать
62 Табл. 12
Железобетонные сплошные сваи . . .
Железобетонные сплошные сваи . . . .
17 снизу
16 „
погружение
kki — 2 — г - 1,5 -
погружение
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Введение . . .................................. 3
Глава I. Конструкция железобетонных свай с грунтовым ядром 8
1. Классификация полых железобетонных свай и краткая историческая справка ............................................ —
2. Сваи с прутковой арматурой................................10
3. Сваи с предварительно напряженной проволочной арматурой . 19
4. Соединение свай с ростверком и заполнение полости свай . . 21
5. Выбор основных размеров свай .............................23
Глава II. Погружение полых свай.................................25
1. Ударное погружение ....................................... —
2. Вибропогружение ..........................................28
3. Некоторые особенности погружения железобетонных свай низкочастотными вибраторами ................................. 35
4. Практические рекомендации по предупреждению появления трещин в стенах свай при вибропогружении....................43
5. Погружение свай вдавливанием статической нагрузкой . . 48
6. Определение несущей способности железобетонных трубчатых свай по данным погружения...................................50
Глава III. Технико-экономическая эффективность и опыт применения железобетонных свай с грунтовым ядром.................53
1. Сравнение со сплошными сваями по затратам материалов и по стоимости .................................................. —
2. Применение железобетонных свай с грунтовым ядром в жилищном и культурно-бытовом строительстве ......................64
3. Применение железобетонных свай с грунтовым ядром в промышленном строительстве ....................................75
4. Применение железобетонных свай с грунтовым ядром в гидротехническом строительстве ..................................79
Глава IV. Несущая способность железобетонных свай с грунтовым ядром ..................................................... 86
1. Роль грунтового ядра и сравнительная оценка эффективости железобетонных свай с ядром в различных грунтовых условиях —
2. Осадки свай с грунтовым ядром и их расчет по второму предельному состоянию..........................................93
3. Значение «отдыха» свай в мягко- или текучепластичных глинистых грунтах и пылевато-илистых супесях ..................: 96
4. Определение расчетного сопротивления железобетонных свай с грунтовым ядром по геологическому разрезу................100
5. Примеры определения расчетного сопротивления свай с грунтовым ядром, сопоставление и оценка методов расчета . . . 109
6. Определение несущей способности железобетонных свай с грунтовым ядром путем статических испытаний...................115
Г л а в а V. Расчет стенок свай на растяжение в кольцевом направлении 119
1. Расчет свай на распор грунтового ядра.....................—
2. Связь между лобовым сопротивлением, прочностью или трещи-ностойкостью сваи и конечными отказами при вибропогружении 127
Глава VI. Расчет на трещиностойкость круглых полых железобетонных свай при изгибе.................,...................131
Глава VII. Расчет свай с грунтовым ядром на действие горизонтальных и комбинированных нагрузок.............................142
Заключение .. 154
«Литература ... 158