/
Author: Костерин Э.В.
Tags: подземное строительство земляные работы фундаменты строительство тоннелей строительство автомобильные дороги мосты
Year: 1978
Text
I
Э.В.КОСТЕРИН
ОСНОВАНИЯ
Э. В. КОСТЕРИН
G 2.Ц.А5
ОСНОВАНИЯ
И
ФУНДАМЕНТЫ
ИЗДАНИЕ 2-е,
ПЕРЕРАБОТАННОЕ И ДОПОЛНЕННОЕ
Допущено
Министерством высшего и среднего
специального образования СССР
в качестве учебника для студентов
автомобильно-дорожных специальностей
высших учебных заведений
МОСКВА «ВЫСШАЯ ШКОЛА» 1978
6С8
К72
УДК 624.15(075.8)
Рецензент:
кафедра строительных конструкций и мостов
Киевского автомобильно-дорожного института
Костерин Э. В.
К72 Основания и фундаменты. Учебник для автомобиль-
но-дорожных вузов. Изд. 2-е, перераб. и доп., М.,
«Высш, школа», 1978.
375 с. с ил.
В книге изложены вопросы расчета, проектирования и возведения фун-
даментов опор мостов и других сооружений на автомобильных дорогах. Рас-
смотрены фундаменты мелкого заложения, свайные, столбчатые и массивные
глубокого заложения, а также фундаменты в особых условиях. Освещены во-
просы оценки прочности оснований, методы определения осадок фундаментов
и способы укрепления грунтов. Приведена методика проектирования различных
Вундаментов. рассмотрены особенности производства работ по строительству
ундаментов как на суше, так и на акваториях.
30206—079
К 001(01)—78
119—78
6С8
© Издательство «Высшая школа», 1978,
ПРЕДИСЛОВИЕ
В автомобильно-дорожных институтах изучение научных дисциплин
<Ипженерная геология», «Грунтоведение и механика грунтов» пред-
шествует курсу «Основания и фундаменты». Вследствие этого, при-
ступая к изучению настоящего курса, студент уже должен иметь
необходимые знания по инженерной геологии, грунтоведению и ме-
ханике грунтов. Научные сведения по указанным дисциплинам в учеб-
нике «Основания и фундаменты» рассматриваются лишь в том объеме,
в каком они необходимы для понимания содержания материала, без
соответствующих подробных обоснований.
Учитывая, что учебник предназначен для автомобильно-дорож-
ных институтов, основное внимание в нем уделено основаниям и фун-
даментам искусственных сооружений на автомобильных дорогах и,
главным образом, основаниям и фундаментам опор мостов.
Значительную часть книги занимают материалы о свайных и столб-
чатых фундаментах. Такие фундаменты, являясь экономичными и на-
дежными, в настоящее время широко распространены в мостостроении.
Автор стремился создать такой учебник, чтобы студенты могли
его использовать на всех стадиях изучения курса «Основания и фун-
даменты» в институте: при изучении теоретической части курса, в кур-
совом и дипломном проектировании. Для этого в учебнике наряду
с описанием различных видов фундаментов, методов их постройки
и подробным изложением теоретических основ расчета фундаментов
и оснований изложена методика проектирования фундаментов, име-
ются необходимые расчетные таблицы и дополнительные формулы,
приведены характеристики основного строительного оборудования и
кратко описана методика его выбора для разработки способов соору-
жения фундаментов. В учебнике приведены примеры проектирования
различных фундаментов и расчетов оснований.
В новом издании учебника в основном сохранены те же главы,
что и в первом издании. Но в них внесены изменения и дополнения,
отражающие новейшие достижения науки и техники в области фунда-
ментостроения за последнее десятилетие.
Единицы измерения величин приведены в Международной системе
единиц (СИ).
Книга может быть полезной для инженеров-проектировщиков и
производственников, работающих в области дорожного фундаменто-
строения.
Автор благодарит сотрудников кафедры строительных конструк-
ций и мостов КАДИ, заведующего кафедрой докт. техн, наук проф.
Я. Д. Лившица, канд. техн, наук доц. С. Н. Коваленко и других
за ценные замечания, способствовавшие улучшению содержания на-
стоящего учебника.
Автор
1*
ВВЕДЕНИЕ
Курс «Основания и фундаменты» охватывает круг вопросов, свя-
занных с проектированием и постройкой фундаментов инженерных
сооружений.
Фундаментом называется подземная или подводная часть
сооружения (рис. В.1), которая передает нагрузку от сооружения
Рис. В.1. Схема фундамента мел-
кого заложения опоры моста:
/ — фундамент: 2 — основание;
8 — несущий пласт; 4 — подошва
фундамента; 5 — обрез; 6 — опора;
7 — наииизший уровень дна после
размыва грунта
ние слои грунта обычно
грунту основания и распределяет ее, как
правило, на большую площадь.
Основанием считают слои грун-
та, залегающие ниже подошвы фундамен-
та и в стороны от него, влияющие на
устойчивость фундамента и его переме-
щения.
Нижнюю плоскость, которой фунда-
мент опирается на грунт, называют по-
дошвой. Верхняя граница между фунда-
ментом и телом сооружения называется
плоскостью обрезов или просто обрезом
фундамента. Расстояние по вертикали
от обреза до подошвы составляет высоту
фундамента Иф.
Под глубиной заложения фундамен-
та h понимают расстояние от самого низ-
кого, в период эксплуатации сооруже-
ния, уровня поверхности грунта до по-
дошвы фундамента. В общем случае вы-
сота фундамента и глубина его заложе-
ния могут быть различными (рис. В.1).
Необходимость заглубления фунда-
мента диктуется рядом условий. Верх-
имеют низкую несущую способность.
Устройством фундамента и заглублением его до прочных грунтов обес-
печивают надежное существование сооружения как во время строи-
тельства, так и в период его эксплуатации.
Заглублением фундаментов ниже уровней размыва предохраня-
ются гидротехнические сооружения и опоры мостов от потери устой-
чивости и обрушения в результате подмыва грунта основания теку-
щей водой.
Многие грунты подвержены пучению при промерзании. Заглубле-
ние фундаментов ниже зоны пучения предохраняет сооружение от
воздействия нормальных сил пучения, которые могут вызвать его
деформации.
4
Второе назначение фундаментов — распределять нагрузку на
большую площадь — вытекает из сопоставления прочности материала
нпдфундаментной части сооружения и прочности грунта. Прочность
грунта обычно значительно меньше прочности материала сооружения.
Поэтому подошва фундамента имеет размеры большие, чем размеры
сооружения.
Фундамент может служить и ограждающей конструкцией, на-
пример, в зданиях, имеющих подвалы.
Рис. В.2. Свайный фунда-
мент:
/ — сваи; 2 — ростверк; 3 —
обрез ростверка; 4 — подош-
ва ростверка; 5 — опора;
6 — линия наибольшего раз-
мыва
Рис. В.З. Фундамент глубо-
кого заложения в виде опуск-
ного колодца:
/ — стенки колодца; 2 — нож;
3 — подушка подводного бетона;
4 — заполнитель нз песка или
бетона; 5 — распределительная
плита; 6 — опора; 7 — уровень
размыва грунте
Различают следующие виды фундаментов: 1) мелкого заложения;
2) глубокого заложения, к которым относятся свайные и столбчатые,
а также массивные фундаменты в виде опускных колодцев и кессонов.
Фундаменты глубокого заложения отличаются от фундаментов
мелкого заложения значительно большей глубиной заложения, осо-
бенностями конструкции, постройки и характером работы в грунте.
По боковым поверхностям фундаментов глубокого заложения возни-
кают значительные реактивные составляющие давлений грунта, ко-
торые учитывают при расчетах этих фундаментов.
Схема фундамента мелкого заложения показана на рис. В.1.
Свайный фундамент состоит из несущих элементов — свай и плиты
ростверка (рис. В.2). Ростверк объединяет сваи в одну конструкцию
и распределяет на них нагрузку от сооружения. Столбчатый фунда-
мент по сравнению со свайным имеет большие размеры несущих эле-
ментов-столбов. Массивный фундамент глубокого заложения (рис. В.З)
&
отличается от свайного и столбчатого конструкцией, большими раз-
мерами, особенностями погружения.
Основания могут быть естественными и искусственными. Если
фундамент возводится на грунте с сохранением его природных ка-
честв, то такое основание называют естественным. Если
грунты перед возведением фундамента укрепляют тем или иным спо-
собом, то основание называют искусственным.
Вследствие многообразия условий возведения фундаментов тре-
буется внимательно подходить к их проектированию. Очень часто
для одного и того же сооружения можно наметить несколько техни-
чески обоснованных типов фундаментов. Задача инженера заключа-
ется не только в том, чтобы правильно запроектировать и построить
тот или иной фундамент, который удовлетворял бы требованиям проч-
ности, устойчивости, деформативности, долговечности и обеспечивал
надежную эксплуатацию сооружения, но и в том, чтобы из всех воз-
можных вариантов на основе технико-экономического анализа вы-
брать наиболее целесообразный.
В курсе «Основания и фундаменты» изучаются не только вопросы
проектирования фундаментов и оснований, но и особенности произ-
водства работ по постройке фундаментов. Методы производства работ
в значительной степени влияют на конструкции фундаментов, их
стоимость и несущую способность грунтов основания. Поэтому проек-
тировать фундаменты нужно совместно с разработкой методов про-
изводства работ.
Курс «Основания и фундаменты» тесно связан с такими дисципли-
нами, как «Механика грунтов», «Инженерная геология», «Мосты»,
«Строительная механика» и «Строительные конструкции».
Наука о фундаментах и основаниях, как самостоятельная, оформилась в прошлом
веке. Первая книга по основаниям и фундаментам в России была опубликована
проф. В. И. Карловичем в 1869 г. За рубежом подобное руководство вышло спустя 10 лет.
Большой вклад в дело развития фундаментостроения внес профессор Петербург-
ского института инженеров путей сообщения В. И. Курдюмов, который опубликовал
в 1889 г. результаты своих исследований в работе «О сопротивлении естественных
оснований». Эта работа послужила основой современных представлений о харак-
тере разрушения грунтов под фундаментами.
До середины прошлого столетия при постройке сооружений применяли фунда-
менты мелкого заложения на естественном основании, свайные и фундаменты в виде
опускных колодцев. В 1841 г. французский инженер Триже изобрел кессонный способ
работ для проходки шахт в водонасыщенных грунтах. С этого периода кессонные
фундаменты стали использовать и в мостостроении. В 1899 г. киевский инженер
А. Э. Страус изобрел и внедрил в практику набивные бетонные сваи, которые получили
широкое распространение не только в России, но и за рубежом. В 1914 г.
проф. Н. И. Герсевановым был впервые разработан метод расчета свайных фунда-
ментов с высокими жесткими ростверками. Этот метод, значительно усовершенство-
ванный в последующем, применяется при расчете фундаментов опор мостов и в
настоящее время.
Развитие науки о фундаментах неразрывно связано с развитием механики грунтов.
В 1885 г. французский академик И. Ьуссинеск опубликовал решение задачи о распре-
делении напряжений и перемещений внутри упругого полупространства, на поверх-
ности которого приложена вертикальная сосредоточенная сила. Это решение широко
используется и в настоящее время при определении напряжений в грунтах и переме-
щений- фундаментов.
Следует отметить исследования проф. П. А. Миняева (1912—1916), который
показал применимость к сыпучим грунтам теории упругости, и проф. Н. П. Пузырев-
6
IMHO, который в работе «Расчеты фундаментов» (1923) и в курсе «Фундаменты» (1934)
Ктм»ыонал в расчетах теорию упругости и теорию балок на упругом основании.
»шс*1«не II. П. Пузыревского с краевой нагрузке и в настоящее время применяют
При плсчетс оснований сооружений.
Сдрьезные исследования в области механики грунтов и фундаментов начались
• 20-х юдах. В 1925 г. за рубежом вышла книга проф. К. Терцаги «Строительная
м»хлникл грунтов», которая сыграла большую роль в развитии механики грунтов.
Ппннсс им были опубликованы «Теоретическая механика грунтов» (1942) и совместно
f Р Пеком «Механика грунтов в инженерной практике» (1948). В 1934 г. вышел первый
учебник по механике грунтов, написанный проф. Н. А. Цытовичем. Теория напряжен-
ною состояния и деформирования оснований получила дальнейшее развитие в трудах
пшггских ученых Н. М. Герсеванова, В. А. Флорина, М. И. Горбунова-Посадова,
Ь II. Жсмочкина, Н. Н. Маслова, К. Е. Егорова и др.
Работы проф. В. В. Соколовского в области предельного равновесия грунтов
МИ случая плоской задачи создали базу для расчета прочности (устойчивости) осно-
ваний сооружений.
Широкие опытные и теоретические исследования устойчивости оснований прове-
дены коллективом ученых во главе с проф. В. Г. Березанцевым. Следует отметить
большую работу по совершенствованию методов расчета свайных и столбчатых фунда-
ментов опор мостов, проделанную научными сотрудниками Центрального научно-
исследовательского института транспортного строительства (ЦНИИС) А. А. Луга,
Г. С, Шпнро, К. С. Завриевым, К. С. Силиным, Н. М. Глотовым и др,
Методы закрепления слабых грунтов отражены в трудах проф. Б. А. Ржаницына,
В В. Асколонова и др.
Вопросы проектирования и строительства сооружений на вечномерзлых грунтах
впервые были разработаны в СССР. Они получили освещение в трудах проф. М. И. Сум-
ГИ1И1, II. А. Цытовича, А. В. Ливеровского, И. И. Салтыкова, С. С. Вялова, Б. И. Дол-
матова н др.
Задача о расчете фундаментов под машины на колебания была впервые в мировой
практике решена в исследованиях проф. Н. П. Павлюка (1938). Исследования условий
строительства на просадочных грунтах нашли отражение в трудах профессоров
Ю. М. Абелева, Н. Я. Денисова и др.
В Советском Союзе впервые был освоен и внедрен в практику строительства вибра-
ционный метод погружения шпунта, свай и оболочек. Инициатива в развитии этого
метода принадлежит Д. Д. Баркану. Успешно работают в этом направлении советские
ученые О. А. Савинов, В. П. Татарников и многие другие.
Советскими инженерами за последние два десятилетия разработаны и внедрены
и практику строительства мостов фундаменты из сборных железобетонных оболочек
н буровых свай, которые во многих случаях оказались эффективнее кессонных фунда-
ментов.
Исследования оснований и фундаментов за рубежом отражены в трудах К. Тер-
цлги, Р. Пека, Д. Тейлора, Г. П. Чеботарева, Д. А. Леонардса и других ученых.
Большое значение для развития фундаментостроения имеет деятельность между-
народных конгрессов по механике грунтов и фундаментостроению, созываемых через
4—5 лет. Восьмой конгресс проходил в Москве в 1973 г. Новейшие достижения в
механике грунтов и фундаментостроении публикуются в трудах конгрессов.
ГЛАВА 1
ОЦЕНКА ПРОЧНОСТИ ОСНОВАНИЙ
§ 1. О ПРЕДЕЛЬНЫХ СОСТОЯНИЯХ ОСНОВАНИЙ
Анализ причин аварий инженерных сооружений, возводимых на
нескальных грунтах, показывает, что в большинстве случаев нару-
шение нормальной эксплуатации сооружения происходило вследствие
потери устойчивости оснований или в результате развития больших
и неравномерных осадок фундаментов.
Как известно из механики грунтов, нарушение прочности (устой-
чивости) основания связано с образованием в грунте поверхностей
скольжения и сдвигом значительных объемов грунта. Этот процесс
сопровождается быстро протекающей осадкой и креном фундамента,
что приводит к потере устойчивости всего сооружения. При этом
в случае небольшой глубины заложения фундамента около него с од-
ной или с двух сторон образуется вал выпирания грунта.
Классическим примером аварии подобного типа является авария
элеватора в Норс-Трансконе (Канада), происшедшая в 1913 г. Вслед-
ствие потери прочности основания силосное сооружение получило
крен 27°. Одна его сторона осела на 8,8 м, а другая приподнялась
на 1,5 м (рис. 1.1).
Несмотря на строго соблюдаемую равномерную загрузку элева-
тора зерном крен сооружения был вызван уменьшением толщины
сжимаемого слоя глины под одной стороной фундаментной плиты
из-за наличия в этом месте гряды валунов. Недостаточная прочность
водонасыщенного глинистого грунта, особенно в нижней части осно-
вания, не была установлена при изысканиях. В какой-то степени
на снижение прочности глины повлияла незавершенная консолида-
ция грунта. Влияние последнего фактора можно было бы уменьшить
более низкими темпами загрузки элеватора.
Впоследствии силосное здание выровняли при помощи гидравли-
ческих домкратов и подвели новые столбчатые фундаменты. Столбы
были доведены до скального грунта.
Значительно чаще сохранность и нормальная эксплуатация соору-
жений нарушаются в результате больших и неравномерных осадок
фундаментов при нагрузках меньших, чем нагрузки, соответствующие
потери устойчивости грунтов основания.
Примером аварий этого типа может служить авария автодорож-
ного моста через реку Казанку (рис. 1.2). Большие и неравномерные
осадки фундаментов моста, особенно правого устоя, были обусловлены
целым рядом причин. При инженерно-геологических исследованиях
8
нс был обнаружен слой торфа под правым устоем, сжимаемость кото-
рого оказалась очень большой. При проектировании было неправильно
принято неравномерное размещение вертикальных свай в фундаменте
и не учтено влияние примыкающей насыпи, высота которой с правой
стороны достигала 18 м, а с левой 10 м. Ввиду того, что напряжения
и грунте от нагрузок, передаваемыми сваями и от веса насыпи, под
гадкими гранями устоев оказались значительно больше, чем под
передними, задние грани фундаментов (со стороны насыпи) осели
больше. Полная осадка задней грани правого устоя равнялась 205,8 см,
и осадка пяты арки — 100 см. Отсыпка высокой насыпи была сделана
ИзЬестняк
Рис. 1.1. Схема аварии элеватора в Норс-Трансконе в ре-
зультате потери устойчивости грунтом основания
после сооружения устоя, в то время как для уменьшения осадки устоя
ее следовало бы выполнить до его постройки, т. е. предварительно
обжать основание.
Приведенные примеры аварий относятся к катастрофическим. На-
рушение нормальной эксплуатации сооружений происходит и при
значительно меньших деформациях оснований.
В связи с указанным выше характером поведения грунтов под
нагрузками расчет оснований производят по двум группам предель-
ных состояний. Расчет по первой группе — по несущей способности
должен обеспечить прочность (устойчивость) грунтов основания. Его
ведут исходя из условия
(1.1)
где W — расчетная нагрузка, действующая на грунт основания, опре-
деленная с учетом коэффициентов перегрузки; Ф — расчетная несу-
щая способность грунта основания для данного направления расчетной
9
60.01
Рис 1.2. Деформации устоев автодорожного моста
нагрузки, определяемая в механике грунтов методами теории пре-
дельного равновесия грунтов.
Поделив обе части выражения (1.1) на площадь подошвы фунда-
мента, для случая центральной вертикальной нагрузки получим
условие прочности грунтов, выраженное через напряжение
(1.1')
Правую часть этого выражения можно рассматривать как обобщен-
ную характеристику прочности основания. В соответствии с принятой
терминологией в расчете конструкций сооружений по предельным
ссх’тояниям она называется расчетным сопротивлением грунта осно-
вания сжатию.
Расчет оснований по второй группе предельных состояний по де-
формациям ограничивает деформации надфундаментных конструкций
сооружения такими пределами, при которых еще не нарушается
нормальная эксплуатация сооружения.
Расчет по деформациям выражают условием
S^Sn₽, (1.2)
где S — величина перемещения или деформации фундамента и других
частей сооружения, обусловленная деформациями грунтов основания
(осадка фундамента, горизонтальное смещение характерной точки
сооружения, крен и т. п.); Snp — предельно допустимая величина
этого перемещения или деформации для данной конструкции.
В связи с расчетом оснований сооружений по указанным выше
предельным состояниям оценку грунтов производят по прочности
(устойчивости) и по их способности деформироваться под нагрузкой
(ио сжимаемости). Для оценки прочности грунтов и расчета фунда-
ментов по первой группе предельных состояний необходимо уметь
определять расчетные сопротивления грунтов основания сжатию.
Для оценки способности оснований деформироваться под нагрузками
и определения осадок фундаментов необходимо знать характеристики
сжимаемости грунтов.
§ 2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ ГРУНТОВ
НА ОСНОВЕ РЕШЕНИЙ ТЕОРИИ ПРЕДЕЛЬНОГО РАВНОВЕСИЯ
Определение несущей способности связных грунтов. В связных
грунтах, у которых сопротивление сдвигу определяется как углом
внутреннего трения, так и сцеплением, теоретические методы опреде-
ления несущей способности оснований, обоснованные эксперимен-
тальными данными, разработаны для фундаментов мелкого заложе-
ния при относительном заглублении 0 < h/b <1 0,5 (рис. 1.3).
В случае действия центральной нагрузки расчетное сопротивле-
ние грунта может быть определено по формулам В. Г. Березанцева,
полученным для предельных нагрузок в предположении, что под
фундаментом образуется жесткое ядро (рис. 1.3, а).
11
Для ленточного и прямоугольного фундаментов (при соотношении
сторон подошвы более 1,5) расчетное сопротивление определяют по
формуле
R = m',(gvbA° + gylhB° + CD!y, (1.3)
для круглого и квадратного фундаментов
R = так (gydA'K + g^hB* + CD’), (1.4)
где b — ширина подошвы ленточного или меньший размер подошвы
прямоугольного фундамента; d — диаметр круглого или ширина квад-
Рис. 1.3. Схемы к расчету прочности осно-
ваний фундаментов мелкого заложения
ратного фундамента; h — глубина заложения фундамента; у — рас-
четная объемная масса грунта, расположенного под подошвой фун-
дамента; ух — средняя расчетная объемная масса слоев грунта, рас-
положенных выше подошвы фундамента; g — ускорение силы тяжести;
С — расчетное сцепление грунта под подошвой фундамента.
При водопроницаемых грунтах, расположенных ниже горизонта
вод, величины gy и gyt нужно определять с учетом взвешивающего
действия воды.
В выражениях (1.3) и (1.4) безразмерные коэффициенты А°, В°,
D° и Дк, Вк, Ок определяют по графикам на рис. 1.4 в зависимости
от расчетного угла внутреннего трения- грунта <р.
В этих формулах выражения в правых частях в скобках дают
значения предельных давлений на основание с расчетными парамет-
рами грунта С и ф. Для перехода к расчетным сопротивлениям грун-
12
foe »ik выражения умножают на коэффициенты т° и /Лк, которые сле-
дует рассматривать как обобщенные множители, представляющие собой
мастные от деления коэффициентов условий работы на коэффициент
Надежности. Последние отражают применимость данной расчетной
схемы, особенности сооружения и грунтовых условий и обеспечивают
Определенную надежность основания. Значения этих коэффициентов
N их обоснования приводятся в нормах проектирования оснований
сооружений. .
Зп рубежом выражения, аналогичные формуле (1.3), получены К. Терцаги,
Г. Г. Мейергофом и др. Эти решения, учитывающие несколько иные предпосылки
я Другую форму уплотненного ядра под фундаментом, дают численные результаты
fnru же порядка, что и выражение (1.3).
Выражения (1.3) и (1.4) ис^льзуют для‘случая центральной на-
грузки на фундамент. Имеются предложения по применению анало-
гичных формул и при внеце^Тренной нагрузке. В этом случае в рас-
четах вместо фактической ширины фундамента b учитывают приведен-
ную ширину, равную 6^— b — 2е, где е — эксцентриситет приложе-
ния нагрузки.
В случае действия наклонной внецентренной нагрузки (рис. 1.3, б)
несущую способность основания под ленточным и прямоугольным
Фундаментом можно определить по решению В. В. Соколовского.
Вертикальную составляющую несущей способности определяют по
формуле
Фв = /пае0,5 (Ro + RJba, (1.5)
где а — длина прямоугольного фундамента.
Горизонтальная составляющая несущей способности в этом случае
<Dr = OBtgS. (1.6)
Вертикальные составляющие краевых ординат эпюры предельного
давления (рис. 1.3, б) при у = 0 и у = b определяют из выражений
R0 = gy1hB + CD; R3 = R0+gybA. (1.7)
Горизонтальные составляющие получают из (1.7) умножением на
tg6. Эксцентриситет предельной нагрузки выражается следующим
образом
_ b_ ч-3CDч-2gyb А __ -
t?n“ 3 \ 2gy1AB4-2CD4-gT6A 2/* -
Значения коэффициентов А, В и D в зависимости от <р и 6 приве-
дены в приложении I.
Выражение (1.5) получено из условия одностороннего выпора
грунта при потере несущей способности основания и оно не учитывает
образование уплотненного ядра под подошвой фундамента. Последнее
допущение обеспечивает некоторый запас устойчивости.
Определять несущую способность основания по формуле (1.5)
в строгой постановке можно для тех случаев, когда эксцентриситет
расчетной нагрузки е0 равен эксцентриситету предельной нагрузки еп,
13
определенному по формуле (1.8). При значениях е0, отличающихся
от е|И современная теория предельного равновесия еще не располагает
решениями для определения Фв. Для того чтобы учесть приближенно
влияние е0 на значение Фв, можно использовать результаты экспери-
ментальных исследований, на основе которых составлены графики
для поправочного коэффициента ае (рис. 1.5).
Для определения коэффициента по этому графику по оси абсцисс
откладывают с учетом знака отношение ejb. З^тем из этой точки вос-
станавливают ординату до пересечения с прямой ае = 1. По точке
пересечения с этой прямой определяют расчетную кривую, ближай-
шую справа, или проводят с помощью интерполяции между ближай-
шими кривыми расчетную кривую непосредственно через эту точку
Рис. 1.5. График для определения поправочного коэффициента ае
пересечения. По расчетной кривой и отношению ejb устанавливают
ае так, как показано на рис. 1.5. По графику на рис. 1.5 можно видеть,
что если равнодействующая расчетных нагрузок находится в пределах
ядра сечения, расчетные эксцентриситеты влияют на несущую спо-
собность основания не очень существенно.
Выражения (1.3)—(1.5) применимы для фундаментов мелкого за-
ложения, когда расположенный выше подошвы фундамента грунт
можно рассматривать как боковую пригрузку. Исследования пока-
зывают, что на величину несущей способности фундаментов глубокого
заложения существенно влияет относительная глубина заложения hlb.
С увеличением hlb несущая способность возрастает и будет больше,
чем полученная по выражениям (1.3)—(1.5).
Необходимо отметить, что влияние относительной глубины зало-
жения фундаментов сказывается тем в большей степени, чем больше <р.
Для связных грунтов вопросы оценки несущей способности оснований
фундаментов глубокого заложения в настоящее время разработаны
недостаточно. Имеющиеся по этому вопросу теоретические решения
В. Г. Березанцева, Г. Г. Мейергофа и др. еще недостаточно обосно-
ваны опытными данными и проверены практикой.
14
Определение несущей способности несвязных грунтов. Методы
теоретической оценки несущей способности несвязных грунтов разра-
ботаны более полно и лучше обоснованы экспериментальными иссле-
дованиями, чем для связных грунтов. Величина несущей способности
несвязных грунтов зависит в значительной степени от относительной
глубины заложения фундамента
ниже формулы получены В. Г. Бе-
рсзаицевым.
Для фундаментов с относи-
тельным заглублением 0 ^hlb^
• 0,5 (рис. 1.3, а) расчетное со-
противление определяют по фор-
мулам (1.3) и (1.4) при С = 0.
При относительном заглуб-
лении фундамента 0,5<Я/б<
<1,5—2,0 (рис. 1.6, а) рас-
четное сопротивление под лен-
точным и прямоугольным фун-
даментом будет равно
R = m'gybA'\ (1.9)
иод круглым и квадратным
R = m^dAfK. (1.10)
При относительном заглуб-
лении фундамента в пределах
1,5—2,0 < hlb < 3—4 во всех
случаях песчаного основания,
а для фундаментов при устрой-
стве которых возникает допол-
нительное уплотнение песчаного
грунта (сваи-оболочки и др.)
при любых h/b> 1,5, несущую
способность определяют из усло-
вия развития областей предель-
ного равновесия до уровня по-
дошвы фундамента (рис. 1.6, б).
Расчетное сопротивление под
даментом составит
и плотности грунта. Приводимые
Рис. 1.6. Схемы к расчету прочности осно-
ваний из несвязных грунтов при различ-
ной относительной глубине заложения
фундамента
ленточным и прямоугольным фун-
R = m"gybA'-,
(1.11)
под круглым и квадратным
R = m^g (ydA* + а^ЛВк).
(1-12)
Для фундаментов опускных систем, при устройстве которых не
происходит дополнительного уплотнения грунта (опускные колодцы
и кессоны), при относительном их заглублении hlb > 3—4 кривая
15
Рис. 1.8. График коэффициента Л*
Рис. 1.9. График коэффициента ак
зависимости между осадкой и нагрузкой не имеет характерной точки
перелома, соответствующей предельной нагрузке. Для таких фунда-
ментов несущую способность основания можно приближенно опреде-
лить по нагрузке, при которой достигается предельная осадка. Как
показали опыты, при этом в основании возникают области предельного
равновесия, ограниченные образующими, наклоненными под углом
45° к горизонту (рис. 1.6, в).
Расчетное сопротивление под ленточным и прямоугольным фун-
даментом в этом случае
R = m'"gybA'"-,
(М3)
под круглым и квадратным
R = tnKgydAr;\
(1.14)
Следует отметить, что при hlb > 3—4 решающее значение для опре-
деления размеров фундамента приобретает расчет по второму предель-
ному состоянию, по перемещениям и деформациям.
Безразмерные коэффициенты А', Лк, А", А'"у А'к" и ак в форму-
лах (1.9)—(1.14), зависящие от ф и h/b, определяют по графикам на
рис. 1.7—1.11.
Коэффициенты Ак и Вк в формуле (1.12) определяют по графикам
на рис. 1.4. Коэффициенты т', т'к, т"у гПк, пГ и т'к’ имеют тот же
смысл, что и коэффициенты т° и /ПкВ формулах (1.3) и (1.4).
Выражения (1.11)—(1.14) применимы для определения расчетных
сопротивлений оснований не только центрально, но и внецентренно
нагруженных фундаментов, а также при наличии горизонтальных
сил, благодаря благоприятному влиянию возникающей заделки фун-
даментов глубокого заложения в грунте, улучшающей их работу на
моменты и горизонтальные нагрузки.
БИБ” 17
У.
§ 3. О РАСЧЕТНЫХ СОПРОТИВЛЕНИЯХ ГРУНТОВ,
ОПРЕДЕЛЯЕМЫХ ПО ТАБЛИЦАМ НОРМ
В практике проектирования фундаментов наряду с приведенными
в предыдущем параграфе теоретическими методами оценки прочности
оснований применяют методы определения несущей способности осно-
ваний по таблицам норм в зависимости от вида и физических характе-
ристик грунтов. Так, согласно действующим техническим условиям
проектирования мостов и труб величины расчетных сопротивлений
оснований сжатию R, кПа, определяют по условной формуле
R = 1,2 {R' [1 + К (Ь - 2)] + lO^Oi (h - 3)) +^w, (1.15)
где R' —условное сопротивление грунта, кПа, которое принимают
по таблицам норм в зависимости от вида и характеристик грунтов;
ki и k2 — коэффициенты, зависящие от вида грунта, также принимае-
мые по таблицам; h —глубина заложения фундамента, м; hw —глу-
бина воды в период межени, м; До —плотность воды, 1 т/м3; —сред-
няя объемная масса слоев грунта в пределах глубины h, т/м3.
Выражение, стоящее в формуле (1.15) в квадратных скобках,
является поправкой к величине R', учитывающей влияние ширины
фундамента Ь. Поправку вводят с учетом того, что под более широкими
фундаментами можно допускать большие напряжения. Это положение
вытекает также и из теоретических формул, рассмотренных в § 2.
Второй член в фигурных скобках в формуле (1.15) учитывает влияние
глубины заложения фундамента, с увеличением которой возрастает
несущая способность грунтов, что подтверждается теоретическими
формулами, рассмотренными выше.
Коэффициент 1,2 введен для перехода от методики расчета по
допускаемым напряжениям к методике расчета по предельным состоя-
ниям. При расчете оснований он учитывает увеличение расчетных
нагрузок над нормативными значениями (в среднем на 20%).
Последний член формулы (1.15) учитывает пригрузку от веса
слоя воды над дном реки, когда под подошвой фундамента залегают
водонепроницаемые глинистые грунты.
Нормы условных сопротивлений грунтов, которые в прошлом
назывались допускаемыми давлениями, являются эмпирическими.
Таблицы эмпирических значений допускаемых давлений на грунты,
в зависимости от их вида и простейших характеристик, наряду
с теоретическими методами оценки несущей способности основа-
ний, применяют и в зарубежной практике проектирования фунда-
ментов.
Нормы допускаемых давлений (условных сопротивлений) установ-
лены на основе обобщения опыта строительства в течение длительного
времени, что является их положительной стороной. При использова-
нии норм • считалось, что, если средние напряжения под подошвой
фундамента не превысят значений, установленных по этим нормам,
то тем самым будет удовлетворено не только условие прочности (устой-
чивости) основания, но фундамент будет гарантирован и от недопусти-
мых осадок.
18
Метод оценки несущей способности оснований по таблицам норм
» UIHIICIIMOCTI1 от вида и физических характеристик грунтов имеет и
недостатки. В этом методе не учитываются прямо такие механические
характеристики грунтов, как сопротивление сдвигу и модуль дефор-
мации, которые определяют прочность и сжимаемость оснований. Ввиду
разнообразия состава и свойств грунтов их механические характери-
стики изменяются в больших пределах. Эти характеристики не всегда
можно правильно оценить по простейшим физическим характеристи-
кам, учитываемым нормами.*
Расчетные сопротивления скальных оснований сжатию устанав-
ливают по формуле
R=%R“> (1-16)
где —нормативное сопротивление образцов скального грунта
одноосному сжатию (предел прочности) в водонасыщенном состоянии;
tn —коэффициент условий работы, учитывающий отличие простран-
ственных условий работы скального основания под фундаментом от
работы образца при испытании на сжатие и принимаемый равным 3;
kv —коэффициент безопасности по грунту, который при отсутствии
достаточного количества опытных данных допускается принимать
равным 6.
ГЛАВА 2
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПЕРЕМЕЩЕНИЙ
ФУНДАМЕНТОВ
§ 4. НЕОБХОДИМОСТЬ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПЕРЕМЕЩЕНИЙ
ФУНДАМЕНТОВ СООРУЖЕНИЙ
Для расчета оснований по второй группе предельных состояний
необходимо уметь определять перемещения фундаментов, возникаю-
щие в результате деформаций оснований и знать величины предельно
допустимых перемещений фундаментов, при которых еще не нару-
шается нормальная эксплуатация сооружения в целом или отдельных
его частей.
Перемещения фундаментов определяют методами механики грун-
тов, которые являются в достаточной степени общими и пригодными
Рис. 2.1. Схема перемещений жесткого
фундамента
для фундаментов различных со-
оружений. Величины же пре-
дельно допустимых перемещений
и деформаций фундаментов за-
висят от вида сооружения и
условий его работы. Для соору-
жений различных типов они
будут различными.
При действии нагрузок в пло-
скости симметрии жесткого, от-
дельно стоящего фундамента,
его перемещения вследствие де-
формаций основания можно
охарактеризовать тремя компонентами (рис. 2.1): вертикальным пе-
ремещением центра подошвы фундамента (осадкой) S, горизонтальным
смещением и и углом поворота (креном) со. В случае однородного
основания осадка S зависит только от величины вертикальной цен-
трально приложенной нагрузки Р. Угол поворота фундамента со и
горизонтальное смещение и зависят и от величины действующего
момента М и от величины горизонтальной нагрузки Т.
Если сооружение передает нагрузку на несколько отдельных фун-
даментов, то для оценки влияния деформаций основания на прочность
сооружения и его эксплуатационную пригодность необходимо опре-
делить не только осадки каждого фундамента, но и разность осадок
фундаментов. Для гибких фундаментных конструкций (например,
фундаментных балок и плит), важно также знать разности осадок
отдельных точек подошвы фундамента.
20
Деформированное состояние гибких фундаментов оценивают не
Кмько но величинам осадок и их разностей, но и по такой характе*
риггике, как относительный прогиб, представляющий собой отноше-
ние стрелы прогиба к длине фундамента.
При проектировании фундаментов опор мостов нужно определять
МК абсолютные осадки фундаментов, так и разности осадок смежных
фундаментов. Одинаковые равномерные осадки всех опор моста не
мин ют на прочность пролетных строений и не вызывают разрушения
проезжей части в пределах моста. Большие же равномерные осадки
могут нарушить проезжую часть в местах сопряжения моста с земля-
ным полотном дороги и уменьшить подмостовой габарит. Поэтому
ограничения накладывают не только на раз-
ность осадок, но и на величину абсолютной
(кадки.
Разность осадок смежных фундаментов опор
мостов статически определимых систем также
не снижает прочности пролетных строений,
но может привести к недопустимым перело-
мам профиля проезжей части моста и вызвать
увеличение динамических воздействий на мост
подвижных средств.
Разность осадок фундаментов опор мостов
внешне статически неопределимых систем
оказывает большое влияние на распределе-
ние усилий в элементах пролетных строений.
Если эта разность не была учтена при рас-
чете пролетных строений или учтена непра-
вильно, то ввиду изменения напряженного
Рис. 2.2. Деформация
свайного фундамента с вы-
соким ростверком
состояния пролетные строения могут полу-
чить серьезные повреждения и стать непри-
годными к дальнейшей эксплуатации. Переме-
щения фундаментов таких мостов следует
определять с учетом совместной работы оснований, фундаментов и
падфундаментных конструкций и возникающего при этом перераспре-
деления нагрузок на фундаменты.
Для опор мостов ограничивают также горизонтальные смещения
их верха ив и углы поворота сов в уровне расположения опорных ча-
стей пролетных строений. Величину ив определяют по формуле
ив = и 4- соА0,
(2.1)
где /г0 — расстояние от подошвы фундамента до верха опоры (рис. В. I),
а при свайных и столбчатых фундаментах —расстояние от подошвы
плиты ростверка до верха опоры (рис. 2.2).
К значению ив, определенному по выражению (2.1), прибавляют
составляющую смещения за счет собственных деформаций опоры.
Значение <ов определяют тоже путем суммирования со с составляю-
щей угла поворота, обусловленной собственными деформациями опоры.
Перемещения верха опор вдоль моста могут нарушить нормальную
работу опорных частей и деформационных устройств. Смещения опор
21
в поперечном направлении приводят к деформациям проезжей части
моста в плане и искажению его оси.
Предельные значения перемещений опор нужно устанавливать
с учетом конструкции опор, пролетных строений, опорных частей,
деформационных швов и других устройств. Перемещения опор должны
ограничиваться допустимыми значениями углов перелома продоль-
ного профиля проезда.
Предельные перемещения опор не должны превышать значений, см,
определяемых по следующим эмпирическим формулам, рекомендован-
пым действующими нормами проектирования мостов:
величины предельной равномерной осадки опоры
S"P = 1,5VT; (2.2)
разности осадок смежных опор
AS"P = 0,75 VT-, (2.3)
горизонтального смещения верха опоры как вдоль, так и поперек
оси моста
rfp = 0,5/T, (2.4)
где / —длина меньшего примыкающего к опоре пролета, м, принимае-
мая не* меньше 25 м.
$ 5. РАСЧЕТ КОНЕЧНЫХ ОСАДОК ФУНДАМЕНТОВ
О методах определения осадок. Перемещения фундаментов,
обусловленные деформациями грунтов основания, определяют исходя
из линейной зависимости между деформациями и напряжениями
в грунте. Теоретические разработки, учитывающие нелинейный ха-
рактер этой зависимости, еще недостаточно подтверждены опытными
данными и не используются на практике.
Положение о линейной деформируемости грунтов позволяет при-
менить к ним решения о распределении напряжений и деформаций,
полученные теорией линейно-деформируемого полупространства.
В связи с этим для определения пределов применимости решений
линейно-деформируемой среды важно знать значение того наиболь-
шего нормального давления на грунт, до которого зависимость между
деформациями грунта и напряжениями можно считать практически
линейной. Значение этого давления принято называть пределом про-
порциональности грунта основания *.
В механике грунтов исходят из положения о том, что линейная за-
висимость между осадками фундамента и напряжениями под его
подошвой нарушается при развитии в грунте зон предельного равно-
весия. Поэтому пределом пропорциональности считают то давление,
которое соответствует начальной стадии развития областей сдвигов.
* Расчетным давлением на грунт по СНиП 11-15—74.
22
Предел пропорциональности определяют по преобразованной фор-
муле II. П. Пузыревского
= тп„ Гп ф,) + (2.5)
Пц[ ctgtp ' — л/2-}-(р' • sri j> \ '
где q»' в С —характеристики сдвига грунта основания, используемые
В расчетах по второй группе предельных состояний: у —объемная
масса грунта под подошвой фундамента; у2 —то же, выше подошвы;
т„п — коэффициент условий работы грунта основания.
Формула (2.5) получена исходя из условия, что зоны пре-
дельного равновесия у краев подошвы фундамента распростра-
няются в глубь основания на величину, равную х/4 ширины
подошвы Ь.
Теоретические основы различных методов расчета перемещений
фундаментов рассматриваются в курсе «Механика грунтов». На прак-
тике при определении осадок фундаментов искусственных сооружений
чаще всего применяют метод послойного суммирования осадок. Это
объясняется тем, что данный метод позволяет учитывать различные
факторы, влияющие на перемещения фундаментов. В то же время его
использование достаточно просто, а степень точности результатов —
удовлетворительна.
Метод послойного суммирования осадок позволяет учесть неодно-
родность основания, выражающуюся в изменении модуля деформации
по глубине. Его можно применять для расчета осадок фундаментов,
имеющих различную форму в плане. Этим методом можно также
учитывать взаимное влияние фундаментов на их осадки и влияние
различного рода боковых пригрузок, что имеет большое значение
при определении перемещений фундаментов мостовых устоев, к кото-
рым примыкают высокие насыпи.
Расчет осадки фундамента методом послойного суммирования.
Осадки фундаментов этим методом определяют в порядке, описанном
ниже. Для горизонтальных площадок, лежащих на вертикальной
оси, проходящей через центр подошвы фундамента, вычисляют нор-
мальные сжимающие напряжения от веса грунта (природные давле-
ния) и от воздействия сооружения. После этого строят эпюры при-
родного давления 1 и дополнительного давления от сооружения 2
(рис. 2.3).
На осадку фундамента влияет лишь толща грунтов, залегающих
ниже подошвы фундамента, определенной мощности. Практически
считается, что нижняя граница сжимаемой толщи 4 находится на такой
глубине, где дополнительные напряжения от сооружения составляют
20% от природного давления в грунте. Эту границу можно легко найти
графически —путем наложения на эпюру давления от сооружения
эпюры природного давления «3, уменьшенного в пять раз (рис. 2.3).
После этого сжимаемую толщу делят на участки. Толщину слоев выби-
рают с учетом очертания эпюры сжимающих напряжений. Она не
должна превышать 0,4b.
При делении сжимаемой толщи на элементы их границы необхо-
димо совмещать с границами естественных слоев грунта, если модули
23
деформации последних различны. Осадку фундамента определяют
путем суммирования осадок отдельных слоев по формуле
п
(2.6)
где о/ —среднее дополнительное напряжение от веса сооружения
для данного слоя; hi —толщина слоя; Е[ —модуль общей деформа-
ции i-ro слоя грунта; р —безразмерный коэффициент, принимаемый
равным 0,8 независимо от вида грунта.
Рис. 2.3. Схема к примеру расчета осадки фундамента мето-
дом послойного суммирования
Значение О/ можно непосредственно определить для середины слоя
или вычислить по формуле
<Ъ = 0,5(ак( + <тп(),
где ак/ и аП1 —напряжения на кровле и подошве слоя.
Сжимающие напряжения в основании под подошвой фундамента
определяют методом механики грунтов.
Напряжение от давления, создаваемого сооружением под центром
подошвы прямоугольного, круглого и ленточного фундамента на глу-
бине г от подошвы, вычисляют по формуле
tfz = a0(Toc, (2.7)
где а0 —коэффициент, учитывающий изменение напряжений по глу-
бине, принимаемый по приложению II в зависимости от т = zlb и
n = a/b\ b —ширина подошвы фундамента (размер меньшей стороны),
24
Д/im круглого —диаметр подошвы; а —длина подошвы прямоуголь-
ного фундамента.
Напряжение на подошве фундамента, влияющее на его осадку,
где п —среднее фактическое напряжение по подошве фундамента.
Осадки вычисляют не от полного давления о, а от давления, умень-
шенного на величину природного давления грунта на уровне
подошвы фундамента.
Для основания, состоящего из п слоев грунта, природное давление
ни глубине от поверхности z = Sh/ вычисляют по формуле
п
У А,
i= I
(2-8)
где у, и h —объемная масса и толщина каждого слоя грунта.
Природные давления водопроницаемых грунтов, расположенных
ниже горизонта вод, определяют с учетом взвешивающего действия
воды. В этом случае в выражении (2.8) вместо полной объемной массы
водонасыщенного грунта yf следует учитывать уменьшенную вели-
чину увь равную
Т„, = Т/-Д. = ^!. (2.9)
& । с
где Ао и А —плотности воды и грунта.
Пример 2.1. Определить конечную осадку прямоугольного фун-
дамента промежуточной опоры моста с размерами подошвы в плаце
5 х 12 м. Нагрузка, включая и вес фундамента, Р = 12 500 кН
(1274,2 тс). Грунтовая колонка и расчетная схема показаны на рис. 2.3;
характеристики грунтов приведены в табл. 2.1.
Таблица 2.1
№ слоя Вид грунта Модуль общей Деформации, кПа Объемная масса ув/ по выра- жению 2.9, т/м’ Коэффи- циент фильтрации, см/с
i Песок мелкий илистый 0,91
2 Песок средней крупности 19 620 1,00
3 Суглинок тугопластичный 10 180 0,97 3. 10~7
4 Супесь 14 120 1,00 2,1 • 10“в
5 Глина тугопластичная 13 350 0,92 5 • 10-8
Природные давления в грунте определяем с учетом взвешивающего
’ действия воды. Расчетные данные сводим в табл. 2.2 (см. стр. 26).
Вычисляем нормальное напряжение по подошве фундамента, влия-
ющее на его осадку:
оос = тгп?--28,5 =179,5 кПа (18,3 тс/м2).
и • 1Z
25
Затем по формуле (2.7) определяем дополнительные напряжения
в основании под центром фундамента от воздействия сооружения
и сводим данные в табл. 2.3.
Таблица 2.2 Таблица 2. 3
Расстояние °п “ ° г = Voc. кПа
от поверх- ности грунта, gvBA кПа т z = mb, м “о
м кПа
1,0 8,9 8,9 0,4 2,00 0,873 156,5
3,0 19,6 28,5 0,8 4,00 0,607 108,8
5,0 19,6 48,1 1,2 6,00 0,412 74,0
11,0 57,1 105,2 1,6 8,00 0,289 51,8
11,8 7,8 113,0 2,0 10,00 0,209 37,5
18,0 55,8 168,8 3,0 15,00 0,109 19,5
Далее разбиваем сжимаемую толщу на элементы и вычисляем
осадку фундамента по формуле (2.6):
s = 0,8 {О,5-!-17%5^о‘-6,5)- + 10180 1°’5 <156-5 + 108’8> 2 +
4-0,5 (108,8 4- 74) 2 4- 0,5 (74 4- 51,8) 2] 4- °-5 <5'-8+4б,3)0,8 +
+ ТТззо [°>5 <46’3 + 37’5>1 -2 + °-5 <37’5 + 29-4> 2-21} =
= 0,0688 м = 6,88 см.
Рассмотренный способ расчета осадок применим для фундаментов,
возводимых в открытых котлованах. В фундаментах опускных систем
глубокого заложения (опускные колодцы, кессоны) часть вертикаль-
ной нагрузки грунту передается боковыми гранями фундамента от
возникающих по этим граням касательных напряжений.
Распределяющее влияние этих напряжений можно учесть при
расчете осадок, если условно рассматривать некоторую увеличенную
площадь подошвы фундамента. Размеры подошвы могут быть опреде-
лены в соответствии со схемами на рис. 2.4.
Распределяющее влияние учитывают тогда, когда боковые грани
фундамента вертикальны, что обеспечивает их плотное прилегание
к грунту. Для фундаментов с уступами влияние касательных состав-
ляющих учитывают в пределах высоты первого снизу уступа.
Размеры подошвы условного уширенного фундамента будут равны:
=/> + 2Аtg6; ay = a+2/ztg6. (2.10)
Для фундамента, схема которого показана на рис. 2.4, б, в фор-
мулах (2.10) вместо h учитывают hu. Угол 6 = фср/4. Средний угол
внутреннего трения фс₽ определяют для грунтов в пределах глубины
h (Ьц) по формуле
п
Фср = ^—» (2.11)
26
Qf я hi — соответственно угол внутреннего трения и мощность
I пройденного фундаментом.
|Йрнженне на уровне подошвы фундамента, влияющее на его
(2.12)
°ос р ®nh>
Р II бф — нагрузка и вес фундамента; Gr л—вес объемов грунта,
айкающих к фундаменту в пределах условного уширения (эле-
I liNKL и др.); Fy —площадь подошвы уширенного фундамента,
прямоугольной форме его равная Fy = byay\ опЛ —природное
мрннс в уровне подошвы фундамента.
Рис. 2.4. Схемы к определению условной ширины подошвы при рас-
чете осадок фундаментов опускных систем
После определения оос дальнейший расчет осадки уширенного
фундамента ведут обычным путем.
Определение крена фундамента. Углы поворота, а также горизон-
шльпые смещения свайных, столбчатых фундаментов и массивных
фундаментов глубокого заложения определяют с учетом их заделки
и грунте специальными расчетами, рассмотренными в гл. 7 и 9.
Для фундаментов мелкого заложения в случае однородного по
сжимаемости основания крены их можно определить по формулам,
полученным теорией линейно-деформируемого полупространства.
Крен отдельного прямоугольного фундамента <о определяют по
<|юрмулам М. Н. Горбунова-Посадова. Так, при действии момента Мх
п направлении большей стороны
(2.13)
ирн действии момента Му в направлении меньшей стороны
1 — и2 Ми
<0= Е (2.14)
27
где К\ и Кг — безразмерные коэффициенты, принимаемые по графи-
кам на рис. 2.5 в зависимости от п = а!Ь\ р —коэффициент попереч-
ного расширения грунта.
Для многослойных оснований с разными модулями деформации
отдельных слоев грунта можно для приближенного определения крена
также использовать формулы (2.13) и (2.14). В эти формулы нужно
подставить осредненный модуль деформации грунтовой толщи Ео.
Его значение можно найти из расчета осадок. Приравняв осадку
многослойной толщи осадке однородной толщи со средним модулем
деформации, получим
р __ __0,8Qc .
°"W" s ’
где Qc —площадь криволинейной эпюры уплотняющих давлений
в пределах сжимаемой толщи.
При многослойной толще, а также тогда, когда нужно учесть
влияние боковых пригрузок, крен можно найти по разности осадок
крайних точек подошвы фундамента (см. рис. 2.1):
<> = ^5^. (2.16)
Осадки крайних точек подошвы вычисляют обычным путем —
по формуле (2.6). Для их определения необходимо построить эпюры
нормальных напряжений <гг в грунте под точками 1 и 2.
Учет влияния высокой насыпи при расчете осадок фундаментов
мостовых устоев. В том случае, когда к устою моста примыкает высо-
кая насыпь, необходимо учитывать ее влияние при определении пере-
мещений фундамента устоя. Это влияние может увеличить среднюю
осадку фундамента, вызвать крен фундамента, а в отдельных случаях
привести к развитию горизонтальных смещений фундамента в сторону
пролета.
28
Омдку фу идя мента вычисляют по суммарным сжимающим напря-
рмиим, both и кающим в основании от нагрузок, передаваемых не-
ВМрмтиснно грунту фундаментом и от веса насыпи.
Нп фундамент могут действовать составляющие нагрузок, пока-
•Mltur на рис. 2.6. Крайние ординаты эпюры нормальных давлений
ВМ подошвой фундамента, влияющие
Й его скидку, будут
Р М
I И 2 = г' — П7
(2.17)
f* f и IFj —площадь подошвы фун-
цммпл и момент сопротивления подош-
вы относительно оси OY.
При расчете осадки центр^иодошвы
Прямоугольного фундаментгг следует
исходить из равномерно распределенных
нормальных на^епЖёнИй аос (рис. 2.6, б).
Напряженно ' Од^Йля площадок, лежа-
щих на -вертикали, проходящей через
центр 'Иод&швы фундамента, определяют
При определении напряжений в осно-
мнин подточками 1 и 2трапецеидальную
шпору напряжений по подошве фунда-
мента следует разложить на прямоуголь-
ную и треугольную эпюры (рис. 2.6, в).
11осле разбивки подошвы фундамента
* направлении поперек оси моста на две
площадки напряжения по вертикали 1—1
можно определить методом угловых точек
<Тд = 2 [oOC20ty 4~ (оос1 оосз) 0Ьт]» (2.18)
где ау —принимают по приложению IV,
а, —по приложению V.
Напряжения по вертикали, прохо-
дящей через точку 2, можно подсчитать
по формуле
П.-2 — 2 [<T0C1cty (огОС1 стосг) От]» (2.19)
Рис. 2.6. Эпюры напряжений от
нагрузок, передаваемых непо-
средственно подошвой фунда-
мента:
а — схема фундамента и нагрузок:
б — эпюры нормальных напряже-
ний, влияющих на осадку фунда-
мента; в — разложение эпюры б на
прямоугольную и треугольную ча-
сти; г — эпюра касательных напря-
жений, действующих под подошвой
фундамента
Помимо указанных составляющих при вычислении осадок точек
/ и 2 необходимо учесть нормальные напряжения, возникающие от
равномерно распределенной горизонтальной нагрузки по подошве
Фундамента т = TjF (рис. 2.6, г). Эти напряжения можно найти
по методу угловых точек
о21 = 2аст. (2.20)
Значения ас в зависимости от и = а!Ь и т = z/b приведены в при-
ложении VII, в котором b означает размер стороны, параллельной
направлению т.
29
Для вертикали 2—2 напряжения определяют также по формуле
(2.20), но со знаком минус.
Напряжения az под подошвой фундамента от влияния насыпи
будут складываться из напряжений oZH, вызванных действием веса
насыпи, примыкающей к задней грани фундамента, из напряжений
Рис. 2.7. Схема устоя и насыпи к при-
меру определения осадок фундамента
с учетом влияния насыпи:
/ — боковой вид; 2 — сечение насыпи;
3 — план (устой условно не показан, пунк-
тиром обозначена подошва фундамента)
тельно, напряжения под торцом
сторону по ее оси, можно найти как
<ггб от веса двух боковых ча-
стей конуса (ncdeqk), располо-
женных с верховой и низовой
стороны; для обсыпных же
устоев —еще из напряжений <rzn
от речной части конуса (qee'q')
у передней грани фундамента
(рис. 2.7). Влияние фундамента,
как более жесткого тела по
сравнению с грунтом, на распре-
деление напряжений в основа-
нии от нйсыпи учитывать не бу-
дем, так как эТо влияние сказы-
вается в ограниченной зоне,
вблизи фундамента.
Напряжения огн под торцом
насыпи, неограниченно прости-
рающейся в одну сторону
(рис. 2.8), будут равны поло-
вине напряжений, возникающих
по тем же площадкам от насыпи,
которая неограниченно прости-
рается в обе стороны.
Для доказательства этого по-
ложения присоединим к торцу
насыпи, простирающейся в одну
сторону, торец точно такой же
насыпи, простирающейся в дру-
гую сторону. Тогда получим
насыпь, неограниченно прости-
рающуюся в обе стороны, нор-
мальные напряжения в основа-
нии которой будут равны удвоен-
ным напряжениям под торцом
односторонней насыпи. Следова-
насыпи, простирающейся в одну
<jZh 9>5о&н<тн,
(2.21)
где ан = gyjin, ha —высота насыпи; ун —объемная масса грунта
насыпи.
Значения коэффициента ан в зависимости от п = da/la и т == г//и
(рис. 2.9) приведены в приложении III,
30
Напряжения под торцом насыпи сложного поперечного сечения,
АМН руэка от которой имеет вид, изображенный на рис. 2.9, б, опре-
вмиют путем суммирования напряжений от двух трапецеидальных
Нагрузок:
•• 0,5 (а,,^.,, 4~ ^и2^на)> (2.22)
где а((| и а н2 принимают по
Нрилож. III в зависимости от
Я| И п2 =
Для определения напряже-
нии п..с в основании в точках, от-
стоящих от торца насыпи на рас-
стоянии с, нагрузку от насыпи
можно представить в виде сум-
мы нагрузок в соответствии со
схемой на рис. 2.10. Тогда
Огс == Сан Огн, (2.23)
Рис. 2.8. Схема насыпи, простирающейся
в одну сторону
где о.и — напряжение под торцом насыпи по формуле (2.21) или
(2.22); о?н — напряжение под серединой стороны прямоугольной пло-
’ шлаки, загруженной распределенной нагрузкой, показанной на
рис. 2.11.
Рис. 2.9. Схемы нагрузок для определения напряжений в основании
насыпи
Чтобы определить напряжение <Тгн, трапецеидальную нагрузку
разложим в соответствии со схемой на рис. 2.11. Тогда это напряжение
можно вычислить методом угловых точек по формуле
а'г„ = 2<ти (1 + 0,5 lf\ atl - 2a„ ^aT2 =
\ “н/ “н
= <твГ(2+^)а11-^ат11].
L\ “н/ “h J
(2.24)
Значения коэффициента aT для точек, расположенных под углом
прямоугольной площадки, загруженной треугольной нагрузкой, мож-
но определить по приложению V в зависимости от п = с/b и т = zlb.
31
В этом приложении b —сторона площадки, вдоль которой интенси
ность нагрузки возрастает. Значения аг1 устанавливают для плсщад
с размерами с и blf а значения ат2 —для площадки с размерами с и 1
Напряжения иг6 под фундамент
от веса боковой части конуса Р6 мож
определить, как от сосредоточение
силы, приложенной в центре тяжеа
боковой части
N
М
u | V
’ gz,#.
// WM >
г /бн
‘O' 4
M
Рис. 2.10. Разложение нагрузок
для определения нормальных
напряжений в точках, отстоя-
щих от торца насыпи
Ъб =д- РбКк. (2.28
Значения Кк в зависимости от
приведены в приложении VI, где г — pal
стояние точки приложения силы Рб д
рассматриваемой точки подошвы фунда
мента, под которой ищут напряжение а,<
Напряжения от треугольной нагруз
ки передней части конуса можно найТ
в соответствии с построением, показав
ным на рис. 2.12, по формуле
(?K
&T1 £^i2 <*&У
= 2oK
I- an-ra'2“av
°к/ °к
(2.2i
гдеат1 для площадки O'GFK и а12 для площадки O'GNL берут по при
ложению V; ау для площадки O'GNL — по приложению IV.
Величина ек равна расстоянию от линии LN передней части конус
(рис. 2.12) до рассматриваемой точки оси подошвы фундамента.
Рис 2.11. Схемы разложения нагрузок для определения напряжений
X5L
О н
У
i
z
&zn
Для определения осадки центра подошвы фундамента по найденный
выше значениям напряжений строят суммарную эпюру напряжения
по вертикали, проходящей через центр подошвы фундамента, затей
определяют границу сжимаемой толщи и вычисляют осадку по формуле
(2-6).
Крен фундамента можно определить по разности осадок [формула
(2.16)1 крайних точек подошвы, расположенных посередине задней
32
• передней ее стороны (точки 1 и 2 на рис. 2.6 и рис. 2.7). Для опре-
делении осадок крайних точек также необходимо построить по верти-
Вдлнм, проходящим через
Им ючки, суммарные эпю-
ры напряжений от нагрузок,
тнующих на фундамент,
М иг асе а насыпи и элементов
донуса.
При оценке влияния вы-
сокой насыпи на величи-
ну перемещений фундамента
устоя следует учитывать по-
рядок выполнения работ,
lic.iii устой сооружают до
отсыпки насыпи или в тех
случаях, когда устой и на-
сыпь возводят одновременно,
влияние насыпи на осадку
устоя нужно учитывать пол-
ностью. Если же вначале
Рис. 2.12. Схема к определению напряже-
ний от треугольной нагрузки передней части
конуса насыпи
отсыпают насыпь, то ее влия-
ние па осадку устоя будет зависеть от степени консолидации грунтов
о основании к моменту возведения устоя.
Рис. 2.13. Грунтовая колонка и эпюры нормальных давлений в основании под
центральной и крайними точками подошвы фундамента устоя
На рис. 2.13 в качестве примера показаны эпюры нормальных
напряжений в основании по вертикалям 0—0, 1—1 и 2—2, проходя-
щим через точки подошвы 0, 1 и 2 фундамента устоя, изображенного
па рис. 2.7.
2 Костерин Э. В.
Пунктирными линиями обозначены эпюры напряжений от нагру
зок, передаваемых грунту непосредственно фундаментом (рис. 2.6, а
Р = 20 492 кН, Тх = 4116 кН, Му = 12 318 кН-м.
Напряжения для построения эпюр вычислялись по формула
(2.17)—(2.20). Сплошными линиями на этом рисунке показаны эпюр;
суммарных напряжений, определенных с учетом влияния насыпи
элементов конуса.
Размеры насыпи и конуса приведены на рис. 2.7. Объемная масс
грунта насыпи ун = 1,8 т/м8. Дополнительные напряжения от вес
насыпи и конуса определялись по рассмотренной выше методик
с использованием выражений (2.21)—(2.26) *.
Результаты определения перемещений фундамента для грунтовы:
условий на рис. 2.13 и значения мощности сжимаемой толщи привс
дены в табл. 2.4.
Осадки точек 0, 1 и 2 подошвы фундамента вычислялись по выра
жению (2.6), крен — по формуле (2.16) через разность осадок крайни:
точек 1 и 2 подошвы фундамента.
Нижняя граница сжимаемой толщи для каждой вертикали опре
делилась графическим путем (см. рис. 2.13).
В табл. 2.4 положительные значения крена и смещения опорны:
площадок соответствуют повороту устоя на насыпь. Анализ получен
ных результатов показывает, что устой наваливается на насыпь, xoti
суммарное напряжение непосредственно под подошвой фундамент;
в точке 1 в 2,3 раза больше суммарного напряжения в точке 2.
Навал устоя на насыпь при таком соотношении краевых напря
жений под его подошвой объясняется тем, что напряжения от вес;
широкой насыпи по глубине затухают значительно медленней напря-
жений от нагрузок, передаваемых непосредственно фундаментом.
Влияние напряжений от веса насыпи под задней гранью настолько
значительно, что начиная с глубины 8,7 м суммарные напряжения под
задней гранью становятся больше напряжений под передней гранью.
В данном примере при учете влияния насыпи осадка фундамента
увеличилась в 2,45 раза и изменилось значение угла поворота фунда-
мента, а также его направление. Следует отметить, что мощность сжи-
маемой толщи под фундаментом, определенная с учетом влияния
насыпи и конуса, возросла в 2 раза.
Таблица 2.4
Величины С учетом влия- ния насыпи и конуса Без учета влияния насы- пи и конуса
Осадка центра подошвы фундамента (точки 0, см 10,9 4,45
Крен фундамента 0,00178 —0,0036
Горизонтальное смещение опорных площадок, см 2,39 —4,83
Мощность сжимаемой толщи под центром по- 29,3 14,6
дошвы фундамента, м
* Подробные вычисления напряжений в основании и перемещений фундамента
в этом примере рассмотрены в первом издании настоящего учебника.
34
$ 6. РАСЧЕТ ОСАДОК ФУНДАМЕНТОВ ВО ВРЕМЕНИ
Конечные осадки фундаментов и их разности не всегда дают пол-
Вос представление о влиянии деформаций основания на сохранность
Вооружения в процессе постройки и эксплуатации. Для того чтобы
tw влияние учитывать полностью, нужно знать осадки фундаментов
00 времени.
11еобходимость определения осадок фундаментов во времени может
выть пояснена следующим простым примером. Предположим, что
фундаменты двух соседних опор одного моста имеют одинаковые раз-
меры и возводятся на грунтах, имеющих равные модули деформации;
Ж) в основании первого фундамента залегают песчаные грунты, а в
Рис. 2.14. Кривые осадки во времени двух
фундаментов, имеющих одинаковую конеч-
ную осадку:
/ — кривая осадки фундамента на песчаном грун-
те: 2 — кривая осадки фундамента на глинистом
грунте
основании второго — глини-
стые.
Конечные осадки и пер-
вого и второго фундаментов
В таких условиях будут оди-
наковы, а разность конечных
осадок будет равна нулю.
Однако осадка фундамента
на глинистых грунтах будет
протекать значительно мед-
леннее, чем фундамента на
песчаных грунтах. В какой-то
момент времени разность оса-
док фундаментов будет наи-
большей (рис. 2.14). Если эта
разность превысит допусти-
мую для данного моста вели-
чину, то его нормальная эксплуатация будет нарушена, хотя раз-
ность конечных осадок и будет равна нулю.
Неодинаковая скорость осадок фундаментов может быть обуслов-
лена не только неоднородностью грунтовых условий, но также раз-
личием размеров и формы фундаментов.
Практические методы расчета осадок фундаментов инженерных .
сооружений во времени основываются на фильтрационной теории
консолидации, впервые предложенной К. Терцаги и в последующем
развитой и дополненной трудами отечественных и зарубежных уче-
ных. Эта теория, разработанная для водонасыщенных двухфазных
грунтов, содержащих свободную или слабо связанную воду, не при-
менима для трехфазных грунтов, поры которых не полностью запол-
нены водой. Для водонасыщенных твердых глинистых грунтов, у ко-
торых значительная часть воды находится в связанном состоянии,
при использовании фильтрационной теории консолидации надо учи-
тывать дополнительные условия, которые рассматриваются в курсе
механики грунтов.
Для приближенных расчетов осадок фундаментов во времени
используют решения одномерной задачи уплотнения, хотя грунт
в основании фундаментов в большинстве случаев работает в условиях
2*
35
пространственной задачи. Решения объемной задачи уплотнения от
личаются большой сложностью — в общем случае для этого применяю
численные методы.
При использовании решений одномерной задачи пространственна
работа грунта под фундаментом отчасти учитывается видом эпюр!
Водонепроницаемое
основание
Водонепроницаемое
осноЬание
Рис. 2.15. Различные виды эпюр уплотняющих давлений и усло-
вий фильтрации
уплотняющих давлений от веса сооружения. При этом для упрощения
расчетов криволинейную эпюру напряжений в пределах уплотняемого
слоя заменяют прямолинейной эпюрой (рис. 2.15). Как показал
Д. Тейлор, такая замена на результаты расчетов влияет несу-
щественно.
Осадку фундамента в данный момент времени от начала приложе-
ния нагрузки определяют из выражения
= СЛ
(2.27)
36
ГМ S — полная конечная осадка фундамента (см. § 5); QK — степень
уплотнения грунта, показывающая, какую часть осадка в данный мо-
мент времени составляет от полной осадки.
Слепень уплотнения является функцией показателя NK:
4,=^$, (2.28)
где / - время от начала приложения нагрузки; hs — мощность уплот-
инсмого слоя; ск — коэффициент консолидации, который определяют
по одному из выражений, в зависимости от исходных характеристик
грунта:
__0 + в) к$Есж k$E
к“ “ яДо “яДоР’
где /?ф — коэффициент фильтрации уплотняемого слоя грунта; е —
коэффициент пористости грунта; ас, Есж и Е — коэффициент уплотне-
ния, модуль сжатия и модуль общей деформации (связь между этими
величинами установлена в механике грунтов).
Значения QK зависят от вида эпюры уплотняющих давлений и
от того, происходит ли фильтрация в одну или две стороны. Как по-
казал К. Терцаги, при двусторонней фильтрации (открытый слой)
кпд прямолинейной эпюры уплотняющих давлений не оказывает влия-
ния на степень уплотнения. Поэтому для случаев 2, 3 и 4, показанных
ня рис. 2.15, степень уплотнения определяется той же зависимостью,
как и для случая 1 (табл. 2.5).
Таблица 2.5
<4 Q
Случай / Случай 5 Случай / Случай 5
0,05 0,005 0,002 0,55 0,59 0,32
0,10 0,02 0,005 0,60 0,71 0,42
0,15 0,04 0,01 0,65 0,84 0,54
0,20 0,08 0,02 0,70 1,00 0,69
0,25 0,12 0,04 0,75 1,18 0,88
0,30 0,17 0,06 0,80 1,40 1,08
0,35 0,24 0,09 0,85 1,69 1,36
0,40 0,31 0,13 0,90 2,09 1,77
0,45 0,39 0,18 0,95 2,80 2,54
0,50 0,49 0,24
При определении для открытых слоев, когда фильтрация проис-
ходит вверх и вниз, в формуле (2.28) hs обозначает половину толщины
уплотняемого слоя (рис. 2.15, поз. 2, 3 и 4).
Для треугольной эпюры уплотняющих давлений, когда ниже
уплотняемого слоя залегает водоупор (рис. 2.15, поз. 5) значения
в зависимости от QK соответствуют случаю 5 в табл. 2.5.
Для эпюры уплотняющих давлений (рис. 2.15, поз. 6) значения
Л'м- находят по формуле
= 4- (/VK1 Л/к5) /к, (2.30)
37
где JVK1 и УкЬ — соответствуют прямоугольной и треугольной эпю-
рам уплотняющих давлений; /к — интерполяционный коэффициент,
значения которого приведены в табл. 2.6, в зависимости от отношения
крайних ординат трапецеидальной эпюры: = с^/о^.
Осадка чистых песчаных грунтов, не содержащих значительного
количества примесей пылеватых и коллоидных частиц, происходит
в течение короткого промежутка времени после приложения нагрузки,
так как эти грунты обладают большой водопроницаемостью.
Если основание состоит сплошь из песчаных грунтов, то осадки
полностью заканчиваются в строительный период. Если же в основа-
нии находятся слои песчаных и глинистых грунтов, то время уплот-
нения песчаных слоев будет во много раз меньше, чем время уплот-
Таблица 2.6
°к к
1,0 1 5,0 0,39
1,5 0,83 6,0 0,34
2,0 0,71 7,0 0,30
2,5 0,62 8,0 0,27
3,0 0,55 9,0 0,25
3,5 0,55 10,0 0,23
4,0 0,40 12,0 0,20
4,5 0,42 15,0 0,17
20,0 0,13
нения слоев глинистого грунта, и при по-
строении кривой осадки фундамента во вре-
мени можно практически считать, что
осадка песчаных слоев происходит сразу же
после приложения нагрузки.
При чередовании в пределах сжимае-
мой толщи глинистых и песчаных слоев
определяют осадку во времени для каждого
слоя глинистых грунтов с учетом двусто-
ронней фильтрации. После этого кривые
осадки каждого слоя суммируют, полу-
чая кривую осадки фундамента во вре-
мени.
Этот прием не применяют, если в осно-
вании залегают не сплошные слои сильно
дренирующих песков, а линзы песка, которые не могут служить дре-
нажом. В подобных случаях следует исходить при вычислении осадок
из общей мощности сжимаемой толщи.
Если в пределах сжимаемой толщи залегают несколько слоев
грунта с различной сжимаемостью и водопроницаемостью, исключая
песчаные грунты и илы, то осадку фундамента во времени можно
приближенно определить по предложению Н. А. Цытовича, исходя
из осредненных значений модуля деформации грунтов и коэффициента
фильтрации. Среднее значение модуля деформации можно получить
по формуле (2.15).
Средний коэффициент фильтрации приближенно определяют по
формуле
(2-31)
V
где hi и кф1 —толщина и коэффициент фильтрации отдельного слоя
грунта.
После определения Ео и ki0 по формуле (2.29) вычисляют коэф-
фициент консолидации ск и дальнейший расчет ведут как и для одно-
родного слоя грунта.
3d
Тлбл. 2.5 составлена в предположении, что нагрузка на уплот-
Шйемый слой полностью прикладывается в начальный момент вре-
Мрнн Если же считать, что нагрузка за строительный период воз-
Ft uici постепенно от нуля до полного значения по линейному закону
нс. 2.16), то кривую консолидации можно построить по методу
Терцаги. Им показано, что осадка за время t при линейном воз-
Мстаппи нагрузки от нуля до р равна приближенно осадке за время
6.5 ( при мгновенном приложении нагрузки р.
Влияние строительного периода на основе данного правила можно
Ж* глючно просто учесть графическим путем. Вначале строят кри-
вую консолидации в предположении мгновенного приложения дав-
ления. Затем, пользуясь прави-
лом К. Терцаги, определяют гра-
фически (рис. 2.16) точки кривой
уплотнения, учитывающей строи-
ггльпый период для значений
I* /стр. Для значений же времени
( > /стр влияние постепенного воз-
растания нагрузки на форму кри-
|юй уплотнения можно не учиты-
вать.
Следует отметить, что равномер-
ная осадка фундамента опоры моста
и строительный период от собствен-
ного веса фундамента, веса опоры,
а также пролетных строений, кон-
струкция которых позволяет регу-
Рис. 2.16. Построение кривой осадки
во времени методом К. Терцаги с уче-
том строительного периода:
лировать положение опорных ча-
стей, не влияет на последующую
эксплуатацию моста и ее возмож-
но исключить из общей осадки.
1 — кривая осадки при мгновенном при-
ложении нагрузки; 2 — кривая осадки
с учетом строительного периода; 3 — гра-
фик возрастания нагрузки во времени
За расчетную осадку принимают разность между полной осадкой
н строительной от указанных нагрузок.
Влияние осадки от собственно веса фундамента и опоры можно
устранить увеличением толщины слоя бетона в верхней части опоры
при ее бетонировании.
Нормальное положение уровня опорных частей, которое может
быть нарушено в результате осадки основания от веса пролетных
строений, можно восстановить в строительный период путем подъема
домкратами пролетных строений и подливки опорных плит в тех
случаях, когда это позволяют конструкции пролетных строений
и опор.
Пример 2.2. Требуется построить кривую осадки во времени для
фундамента, рассмотренного в примере 2.1.
Осадка песчаного слоя, равная 1,37 см, произойдет сразу же
после приложения нагрузки. Поэтому осадку во времени определяем
для 3, 4 и 5-го слоев грунта, входящих в состав сжимаемой толщи,
считая от поверхности. Конечная осадка этих слоев равна 6,88—1,37 ®
— 5,51 см.
39
Пользуясь данными табл. 2.1, определяем средние значения модуля
деформации и коэффициента фильтрации для 3, 4 и 5-го слоев грунта;
Средний модуль деформации находим по формуле (2.15):
д. _ 0,8 • 0,5 [(156,5+108,8) 2+ (108,8+ 74) 2+ (74+ 51,8) 2] ,
0,0551 +
0,8 > 0,5 [(51,8 + 46,3) 0,8+ (46,3+ 37,5) 1,2+ (37,5+ 29,4) 2,2] _ 10790 п
0,0551
Средний коэффициент фильтрации вычисляем по формуле (2.31):
&ф0 = —g-----------------g-g— = 1,14 • 10-7 см/с = 9,85-10-5 м/сут.
3- Ю’7 + 2,1 • 10-е + 5 - 10-е
Определяем коэффициент консолидации по последней формуле
(2.29):
9,85-10-6.10 790 2,
ск — 9,8.1. Q § —0,135 м /сут.
В данном примере эпюра уплотняющих давлений и условия филь-
трации соответствуют схеме 6, изображенной на рис. 2.15.
Уплотняющее напряжение на кровле слоя суглинка ах = 156,5 кПа,
а на уровне нижней границы сжимаемой толщи а2 = 29,4 кПа.
Отношение
__ 156,5 _ р QQ
оа ” 29,4 “
Интерполяционный коэффициент находим по табл. 2.6: 1К = 0,37.
Показатель /VK определяем по формуле (2.30). Время определяем
по формуле (2.28):
4Л| 4.10,32
* = ^кв = 0,135.3,142 ^кв = 318"-
Данные вычисления осадок, соответствующих различным степе-
ням уплотнения, приведены в табл. 2.7.
Таблица 2.7
^К1 ЛГ. Ко V, — К1 ко "кв = "к6 + (^К1 ^къ) t = 318/V КО* сут S.= = <?к см
0,10 0,2 0,005 0,015 0,0105 3,30 0,55
0,20 0,08 0.020 0,06 0,0422 13,4 1,10
0,30 0,17 0,06 0,11 0,1007 34,0 1,65
0,40 0,31 0,13 0,18 0,1967 62,3 2,20
0,50 0,49 0,24 0,25 0,3325 105,6 2,76
0,60 0,71 0,42 0,29 0,5270 167,5 3,31
0,70 1,00 0,69 0,31 0,8050 256,0 3,86
0,80 1,40 1,08 0,32 1,1985 381,0 4,41
0,90 2,09 1,77 0,32 1,8885 601,0 4,96
0,95 2,80 2,54 0,26 2,6360 838,0 5,23
40
Кривая 1 осадки фундамента во времени построена на рис. 2.17.
ордината на этой кривой при t — 0 равна осадке песчаного слоя
п случае мгновенного приложения нагрузки.
Рис. 2.17. Кривая осадки фундамента во времени к примеру 2.2
Кривая осадки 2 на рис. 2.17 построена по методу К. Терцаги
с учетом строительного периода, равного 200 сут. Осадка за строи-
тельный период SCTp = 4,1 см.
ГЛАВА 3
ФУНДАМЕНТЫ МЕЛКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ
§ 7. ВИДЫ ФУНДАМЕНТОВ МЕЛКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ
К фундаментам мелкого заложения относят такие, у которых
глубина заложения обычно не превышает 4—6 м. Деление фундамен-'
опоры моста:
/ — суглинок мягкопластичный; 2 — глина
полутвердая В = 0,18. е = 0,79; 3 — уро-
вень максимального размыва
тов на фундаменты мелкого и глу-
бокого заложения связано с раз-
личными способами производства
работ по их возведению и особен-
ностями расчета этих фундамен-
тов. Поэтому указанная граничная
глубина заложения является до-
вольно условной.
Фундаменты мелкого заложе-
ния возводят в котлованах, пред-
варительно отрытых на полную
глубину с поверхности грунта.
Такой метод производства работ
при небольших глубинах заложе-
ния фундаментов является чаще
всего выгодным. Другая особен-
ность фундаментов мелкого зало-
жения заключается в том, что
при расчете их перемещений и
определении напряжений в основа-
нии не учитывают сопротивление
грунта по боковым поверхностям
фундаментов.
В настоящее время фундамен-
ты капитальных сооружений возво-
дят преимущественно из бетона,
бутобетона и железобетона. Для
фундаментов опор мостов приме-
няют бетон марки не ниже 200.
Бутобетонную кладку массивных
фундаментов устраивают из бетона
обычных марок с добавлением бута
до 20% полного объема кладки.
В фундаментах промышленных и гражданских сооружений исполь-
зуют и более низкие марки бетона.
42
Рис. 3.2. Схемы, поясняющие понятия
а — жесткого и б — гибкого фундаментов
Для возведения фундаментов, подвергающихся действию агрес-
сивных вод, применяют специальные цементы (глиноземистые, суль-
фатостойкие и пуццолановые портландцементы), устраивают защит-
ные обмазки поверхностей и
предусматривают специальные
конструктивные мероприятия.
По конструкции фундаменты
мелкого заложения подразде-
ляют на массивные жесткие,
отдельные фундаменты под стой-
ки и колонны сооружений, лен-
точные и в виде сплошной
железобетонной плиты под всем
сооружением.
На рис. 3.1 показан пример массивного фундамента объемом
144 м3 промежуточной опоры моста. Подобные фундаменты устраи-
ваются из бетона или бутобетона. По характеру работы материала
оундамент, изображенный на рис. 3.1, является жестким. В жестких
оундаментах линия уступов с вертикалью образует угол, который
Рис. 3.3. Фундаменты под стоечные опоры:
а — сборный железобетонный; б — монолитный железобетонный;
/ — арматурная сетка; 2 — монтажные петли
не превышает предельного угла распределения давления в кладке
от вертикальных нагрузок (рис. 3.2). При этом в теле фундамента
не возникает значительных растягивающих напряжений.
Под стойки путепроводов, виадуков, рамных мостов, а также
под колонны промышленных зданий на прочных грунтах основания
устраивают одиночные фундаменты — так называемые башмаки
(рис. 3.3). Такие фундаменты выполняют из железобетона,
43
Железобетонные фундаменты, показанные на рис. 3.3 и рис. 3.4,
по характеру работы материала относятся к гибким. В гибких фун-
даментах возникают значительные растягивающие напряжения, кото-
рые воспринимаются арматурой. При одних и тех же размерах подо
швы в плане железобетонные фундаменты имеют значительно меньшук
135
План
J5
170
~Зб(Г
Рис. 3.4. Групповой
сбор но-монолитный
фундамент под стоеч-
ные опоры путепро-
вода
а — под ряд стоек или колоии сооружения;
б — фундамент в виде перекрестных лент под
каркасное сооружение
высоту по сравнению с массивными неармированными фундаментами,
а следовательно, и меньший объем.
На рис. 3.4 изображен групповой фундамент под стойки путе-
провода. Применение такого фундамента вместо отдельных под каж-
дую стойку позволяет уменьшить неравномерность осадок стоек дан-
ного ряда, что особенно важно при сильно сжимаемых грунтах и
чувствительной к неравномерным осадкам конструкции сооружения.
Фундаментная плита расположена несимметрично по отношению к осям
стоек. Это сделано для выравнивания напряжений под подошвой
фундамента от момента, что обеспечивает более равномерную осадку
фундаментной плиты.
44
Л г । ночные фундаменты вместо раздельных сооружают под стойки
m iniроводов, наружные колонны каркасных зданий при грунтах,
дающих большей сжимаемостью и меньшей прочностью. Под
>||||ы внутри зданий устраивают фундаменты в виде перекрестных
Места пересечения лент делают под колоннами (рис. 3.5). Лен-
точные фундаменты под стойки и колонны чаще всего выполняют
(В железобетона.
Фундамент в виде сплошной железобетонной плиты под всем
Вооружением применяют на сильно сжимаемых и малопрочных грун-
В1Я основания. На общую плиту передается нагрузка от всех стен
О колонн (столбов) здания. При этом уменьшается средняя осадка
Отего сооружения и неравномерность осадок отдельных стен и колонн.
11а рис. 3.6 изображен сплошной фундамент водонапорной башни.
Фундаменты, показанные на рис. 3.1, 3.3, б, 3.5 и 3.6, бетони-
руют непосредственно на месте возведения сооружения. Такие фунда-
Игнгы называют монолит-
ными. Кроме монолитных
фундаментов в строитель-
ной практике все большее
распространение получают
Сборные. Применение сбор-
ных фундаментов, изготов-
ляемых заводским мето-
>)м, дает возможность
уменьшить трудоемкость
работ на строительной пло-
щадке и максимально ме-
ханизировать работы. Это
позволяет сократить сроки
Рис. 3.6. Фундамент водонапорной башни в виде
сплошной железобетонной плиты
строительства и более быстро вво-
ди и, сооружение в эксплуатацию.
(.борные фундаменты позволяют повысить качество производства
фундаментных работ, использовать более прогрессивные материалы
(например, предварительно напряженный железобетон), применять
более совершенные конструкции, обладающие меньшей массой и
более высоким процентом использования прочности материала.
В дорожном строительстве сборные фундаменты в виде башмаков
(рис. 3.3, а) применяют под опоры (стойки) путепроводов, рамных
и балочных мостов малых пролетов, при грунтах, обладающих доста-
1ОЧП0 высокой прочностью и малой сжимаемостью. В случае более
слабых грунтов возможно использовать сборно-монолитные фунда-
менты, у которых нижнюю плиту /, имеющую большие размеры,
делают монолитной, а подколонники 2 —сборными (рис. 3.4).
При большой площади подошвы сборный фундамент под отдель-
ную стойку или колонну делают составным из нескольких блоков
(рис. 3.7). У фундаментов этого типа по сравнению с монолитными
повышенный расход металла (приходится армировать все плиты и
башмаки); объем бетона у них тоже нередко больший, чем у монолит-
пых. В результате этого стоимость большого составного фундамента
превышает стоимость монолитного, имеющего такую же площадь
45
Рис. 3.7. Сборные составные фундаменты:
о — из двух блоков;
б — из семи блоков; / — плита; 2 — башмак;
Рис. 3.8. Сборные фундаменты под стены зданий:
а — ленточный; б — прерывистый; / — фундаментные блоки-подушки; 2 — фун-
даментные стеновые блоки; 3 — стена здания; 4 — отмостка; 5 — промежутки
между блоками, заполненные грунтом
подошвы. Следует учитывать, что составные фундаменты обладают
меньшим сопротивлением горизонтальным усилиям, чем монолитные.
Для массивных опор мостов, требующих большой площади пере-
дмчн давления на грунт, в дорожном строительстве применяют моно-
литные фундаменты. Фундаменты блочных опор малых мостов и труб
можно устраивать из бетонных блоков, укладываемых с перевязкой
швов.
Под стены жилых, общественных и промышленных зданий устраи-
вают сборные ленточные и прерывистые фундаменты. Такие фунда-
менты состоят из фундаментных блоков-подушек и фундаментных
стеновых блоков заводского или полигонного изготовления (рис. 3.8).
Фундаментные блоки-подушки, уложенные вплотную один к другому,
образуют ленточный фундамент, а с промежутками —прерывистый
фундамент. При прочных и малосжимаемых грунтах, как правило,
применяют прерывистые фундаменты.
§ 8. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ФУНДАМЕНТОВ МЕЛКОГО
ЗАЛОЖЕНИЯ НА ЕСТЕСТВЕННОМ ОСНОВАНИИ
Проектирование фундамента мелкого заложения заключается в вы-
боре материала и типа фундамента, определении его размеров и арми-
рования (для железобетонных фундаментов). Решается также вопрос
о возможном способе производства работ по постройке фундамента
данного типа.
Виды фундаментов мелкого заложения, условия их рационального
применения и материал фундаментов рассмотрены выше.
Любой фундамент проектируют на основе оценки грунтов основа-
ния. Оценка грунтов основания и выбор типа фундамента рассматри-
ваются отдельно в гл. 11, поскольку эти вопросы являются общими
для фундаментов мелкого и глубокого заложения.
Вопросы постройки фундаментов мелкого заложения излагаются
в гл. 4 и 5. В остальном проектирование фундамента складывается
из ряда этапов, решаемых в определенной последовательности: 1 —оп-
ределение действующих нагрузок; 2 —выбор отметки обреза фунда-
мента; 3 —выбор глубины заложения фундамента; 4 —определение
размеров подошвы фундамента расчетами по предельным состояниям
основания; 5 —конструирование и расчет тела фундамента.
Основными размерами фундамента являются его высота и размеры
подошвы. Высоту фундамента устанавливают на этапах 2 и 3.
После определения размеров подошвы производят конструирова-
ние жесткого бетонного фундамента и расчет тела железобетонного
фундамента. В результате этого устанавливают детальные размеры
фундамента по высоте (его профиль) и определяют армирование желе-
зобетонного фундамента.
Перечисленные этапы проектирования рассматриваются ниже
более подробно.
Определение действующих нагрузок. Фундаменты сооружений рас-
считывают на различные сочетания нагрузок, различающихся по ве-
роятности одновременного их действия. Нагрузки, действующие
47
с»
на фундаменты искусственных сооружений на автомобильных дор
гах, определяют по правилам, указанным в нормах проектирован»
мостов и труб.
Фундаменты промежуточных опор мостов рассчитывают на и
грузки, действующие как вдоль, так и поперек оси моста в наибол<
невыгодных сочетаниях. При этом все нагрузки, кроме постоянны:
вертикальных подвижных и горизонтальных поперечных от центр!
бежной силы,
учитывают действующими
либо вдоль,
либо попере;
оси моста и давления на грунт от них не суммируют.
Фундаменты мостовых устоев рассчитывают, как правило, на на
грузки, действующие вдоль оси моста.
Так как расчет фундаментов и оснований ведут по первой и вто
рой группам предельных состояний, то соответственно должны быт
определены раздельно сочетания нагрузок, учитываемые в расчета:
по этим предельным состояниям.
При проектировании фундаментов нагрузки вначале определяю
относительно осей сечения опоры на уровне обреза фундамента ил:
поверхности грунта.
Выбор отметки обреза фундамента. Для фундамента опоры моста
отметку плоскости обреза назначают обычно на 0,5 м ниже горизонта
самых низких вод. На реках со значительным ледоходом в ряде слу-4
чаев отметку обреза выбирают ниже горизонта низкого ледохода
с учетом толщины льда с тем, чтобы давление льда не передавалось
непосредственно на фундамент, а целиком воспринималось опорой,
которая имеет меньшую ширину по сравнению с фундаментом и заост-
ренную форму, лучше сопротивляющуюся давлению льда.
Обрез фундамента сооружения, возводимого на местности, не по-
крытой водой, назначают на 10—15 см ниже отметки поверхности
грунта. Для гибкого железобетонного фундамента стойки и колонны
отметку обреза определяют с учетом глубины заложения фундамента
и необходимой его конструктивной высоты.
Выбор глубины заложения фундамента. Глубину заложения фун-
даментов выбирают с учетом факторов, главнейшие из которых рас-
смотрены ниже.
Учет глубины промерзания пучинистых
грунтов. При расположении подошвы фундамента в зоне промер-
зания в случае пучинистых грунтов на фундамент могут действовать
силы пучения, нормальные к его подошве и касательные к боковой
поверхности.
Наибольшую опасность для сооружений представляют нормаль-
ные силы пучения. Если эти силы превысят давление на грунт от соору-
жения, то в процессе промерзания грунтов могут возникнуть значи-
тельные и неравномерные подъемы фундаментов, а при оттаивании
неравномерные их осадки.
Для устранения влияния нормальных сил пучения подошву фун-
дамента в пучинистых грунтах принято закладывать ниже зоны их
промерзания. Этим учитывается и то обстоятельство, что грунт, под-
верженный пучению, в результате многократного действия процессов
пучения и оттаивания обладает меньшей несущей способностью и
48
большей сжимаемостью, чем такой же грунт, находящийся ниже зоны
промерзания.
По нормам проектирования мостов глубина заложения фунда-
ментов в грунтах, подверженных пучению, должна превышать рас-
четную глубину промерзания не менее чем на 0,25 м.
К непучинистым грунтам относят скальные и крупнообломочные,
и также гравелистые, крупнозернистые и среднезернистые пески
независимо от их влажности и положения уровня грунтовых вод.
В таких грунтах глубину заложения фундамента выбирают без учета
глубины промерзания.
Расчетную глубину сезонного промерзания грунтов у фундамен-
тов Нп определяют по формуле
= (3.1)
где mt —коэффициент теплового влияния конструкции фундамента,
принимаемый равным 1,1 для фундаментов массивных опор и рав-
ным 1,0 для железобетонных фундаментов опор стоечного типа; Н” —
нормативная глубина промерзания грунтов.
Величину № можно установить на основании данных многолет-
них наблюдений (не менее 10 лет) за фактическим промерзанием
грунтов на участке предполагаемого строительства под открытой,
лишенной снега поверхностью. За нормативную глубину промерза-
ния принимают среднюю из ежегодных максимальных глубин сезон-
ного промерзания.
При отсутствии таких данных допускается определять на основе
теплотехнических расчетов, а для тех районов, где //« < 2,5 м, —
но формуле
Нп = HQ V2\TM\t (3.2)
где S | Ты | —сумма абсолютных значений среднемесячных отрица-
тельных температур за зиму в этом районе; Но —глубина промерза-
ния при S | Ты | = 1, принимаемая равной для суглинков и глин
23 см, для супесей, песков мелких и пылеватых —28 см.
Учет размыва грунтов, у мостовых опор.
Подмыв грунта у опор мостов в результате неправильного \учета
величины наибольшего размыва дна и недостаточной глубины заложе-
ния фундаментов является одной из основных причин аварийного
состояния мостов. Поэтому проектированию фундаментов опор моста
должны предшествовать расчеты по определению возможных наи-
низших уровней дна у опор с учетом общего и местного размывов.
Глубина заложения фундаментов на естественном основании
от отметки дна с учетом наибольшего размыва при расчетном паводке
должна быть не менее 2,5 м.
При назначении глубины заложения фундаментов всех опор
моста необходимо учитывать тип реки и характер природных русло-
вых деформаций. Для различных меандрирующих рек, у которых
русла могут перемещаться от одного устоя моста к другому, глубина
49
заложения фундаментов всех промежуточных опор должна быть взята
одинаковой по максимальной глубине после общего и местного раз-
мывов. Если река не меняет русла, заглублять фундаменты опор
моста на максимальное значение надо на том участке русла, где эта
глубина может образоваться. Глубину заложения пойменных опор
устанавливают по максимальной глубине после размывов, определен-
ных для пойменного участка.
На блуждающих руслах беспойменных рек фундаменты всех опор
моста следует закладывать на одной отметке с учетом максимальной
глубины после размыва.
Влияние геологических, гидрогеологиче-
ских условий и несущей способности грун-
тов. Эти факторы имеют решающее значение при выборе глубины
заложения фундамента. Выбор несущего слоя грунта, который может
служить естественным основанием для фундамента, производят на
основе предварительной оценки грунтов по геологическим разрезам,
с учетом их прочности и сжимаемости так, как это рассмотрено в гл. 11.
Влияние конструктивных особенностей со-
оружений и учет глубины заложения сосед-
них фундаментов. Влияние конструкции сооружения на вы-
бор несущего слоя, а следовательно, и глубины заложения фунда-
мента можно проследить на примере устройства фундаментов мостовых
опор. Так, для мостов внешне статически неопределимых систем наи-
более подходящими грунтами в качестве естественных оснований
являются малосжимаемые скальные и полускальные грунты.
При соответствующем обосновании расчетом пролетных строе-
ний с учетом ожидаемых осадок могут оказаться приемлемыми и не-
скальные грунты, чаще всего плотные крупнообломочные грунты,
крупнозернистые и гравелистые пески, глинистые грунты твердой
и полутвердой консистенции. На других грунтах обычно возводят
мосты статически определимых систем.
При выборе глубины заложения фундаментов вновь проектируе-
мых сооружений по соседству с существующими приходится считаться
с глубиной заложения фундаментов последних. Глубина заложения
вновь строящихся фундаментов должна быть обоснована расчетами
на устойчивость основания под существующими фундаментами. В ряде
случаев минимальную глубину заложения определяют с учетом необ-
ходимой конструктивной высоты фундамента. В нескальных, непучи-
нистых грунтах при отсутствии размыва, глубина заложения фунда-
ментов искусственных сооружений должна быть не меньше 1 м.
Определение размеров подошвы фундамента. Для принятой глу-
бины заложения размеры подошвы фундамента в плане определяют
расчетом основания по первой и второй группам предельных 'состоя-
ний. При расчетах основания исходят из линейного закона распре-
деления контактных напряжений по подошве фундамента.
Определение размеров подошвы фундамента можно выполнять
в таком порядке: вначале выбирают положение центра подошвы
фундамента относительно оси надфундаментной конструкции соору-
жения (опоры, стойки и т. п.), затем определяют размеры подошвы
50
расчетом по прочности грунтов основания (по несущей его способ-
ности).
В необходимых случаях размеры подошвы уточняются из усло-
вии ограничения положения равнодействующей нагрузок.
Далее ведут расчет устойчивости фундамента на сдвиг по подо-
ите, в необходимых случаях на глубинный сдвиг и опрокидывание.
После этого определяют перемещения фундамента, обусловленные
деформациями основания.
Расчеты прочности грунтов основания и устойчивости фунда-
мента на сдвиг и опрокидывание ведут на различные сочетания
нагрузок, учитываемых в расчетах по первой группе предельных
состояний.
Выбор положения центра подошвы фундамента, уточнение ее раз-
меров исходя из условия ограничения положения равнодействующей
нагрузок, а также определение перемещений фундаментов производят
с учетом нагрузок, принимаемых в расчетах по второй группе предель-
ных состояний.
Выбор положения центра подошвы фунда-
мент а. Если равнодействующая нагрузок, передаваемых фундамен-
том грунту основания, проходит через центр тяжести подошвы фунда-
мента, то его осадка будет равномерной и крена у фундамента не будет.
При этом нормальные напряжения под подошвой распределяются
равномерно.
При центрально приложенной нагрузке также требуется наимень-
шая площадь подошвы фундамента при расчете по напряжениям,
так как в этом случае используется прочность грунта под всей пло-
щадью опирания.
При внецентренной нагрузке осадка фундамента будет сопровож-
даться его креном, при том тем большим, чем больше величина экс-
центриситета (чем больше момент по подошве фундамента). Из-за
неравномерного распределения напряжений в этом случае прочность
грунта на сжатие используется лишь на ограниченном участке, где
действуют наибольшие напряжения. Под остальной частью подошвы
грунт будет недогружен.
Величину крена фундамента можно уменьшить, ограничив поло-
жение равнодействующей нагрузок относительно центра тяжести
иодошвы фундамента. При проектировании фундаментов опор мостов
в качестве такой косвенной характеристики крена используют значе-
ние относительного эксцентриситета
^о = ^о/Ря> (3*3)
где eQ —эксцентриситет равнодействующей нагрузок относительно
центра тяжести подошвы фундамента; ря = W/F —радиус ядра
сечения, причем момент сопротивления W подошвы фундамента пло-
щадью F относится к менее нагруженному ребру.
Условие ограничения положения равнодействующей нагрузок
имеет вид
&о ^опр* (3.4)
51
Значение предельного относительного эксцентриситета ёопр по но;
мам проектирования автодорожных мостов принимают на нескал
ных грунтах:
Для промежуточных опор:
при учете только постоянных нагрузок................0,1
при наиболее невыгодном сочетании различных нагрузок . . 1,0
Для устоев:
при учете только постоянных нагрузок.................. 0,8
при наиболее невыгодном сочетании различных нагрузок
для больших и средних мостов ......................... 1,0
для малых мостов .......................................... 1,2
На скальных основаниях при наиболее невыгодном сочетании
разных нагрузок....................................... 1,2
Рис. 3.9. Схема к опреде-
лению положения центра
подошвы фундамента
значений объемной
Условию (3.4) можно удовлетворить выбором положения центра
тяжести подошвы фундамента относительно вертикальной оси опоры.
Пусть на уровне обреза фундамента по осям сечения опоры дей-
ствует вертикальная нагрузка Р, горизонтальная сила Т' и момент
относительно центральной оси опоры М'. В соответствии со схемой,
показанной на рис. 3.9, определим ё0 по вы-
ражению (3.3):
- __М' + Т'^-6еф-Р[
е° (P+G)to ‘
Из этого выражения найдем величину сме-
щения f центра подошвы фундамента относи-
тельно вертикальной оси опоры
г V I т> L, G - /i 1
/ = ^0 “|~ ‘р р ёф ^оРя 1 4" pj* (^’^)
где е'о = М' IP —эксцентриситет нагрузок
относительно центра сечения опоры на уров-
не обреза фундамента; G —суммарный вес
фундамента и грунта на его уступах;
еф — эксцентриситет силы G относительно
центра подошвы фундамента, обусловленный
для несимметричных фундаментов разницей
ассы материала фундамента и грунта на
уступах.
Третьим слагаемым в правой части выражения (3.5) при расчете
фундаментов, обрез которых расположен ниже поверхности грунта,
обычно можно пренебречь, так как GIP чаще всего меньше 1,0, а вели-
чина вф несущественна.-
Приняв в (3.5) ё0 = ± ёопр и учтя для прямоугольной подошвы
ря = 6/6, получим выражение для определения двух граничных
значений смещения центра подошвы фундамента
А», б— р ч- g 6eonpf 1 4- pj. (3.6)
52
Величина наименьшего возможного смещения fM соответствует
Мнболыним нормальным напряжениям по подошве под левой гранью
фундамента и возможному крену опоры в левую сторону от оси для
гдгмы, показанной на рис. 3.9. Величина наибольшего смещения f6
сиггистствует большим нормальным напряжениям под правой гранью
фундамента и крену опоры такой же величины, но в обратном направ-
лен и и. Возможное положение центра подошвы будет находиться в пре-
делах fM < f < f6-
Как следует из (3.6), величина интервала возможных положений
центра подошвы фундамента при заданном ёопр возрастает с увеличе-
нием ширины подошвы Ь.
Значение смещения f0, при котором напряжения под подошвой
фундамента будут равномерными и крен будет отсутствовать, полу-
чим из (3.5), приняв ё0 = 0:
/о = е; + ^-Лф- (3.7)
Для заданного одного сочетания нагрузок оптимальное положе-
ние центра подошвы фундамента можно установить заранее по выра-
жению (3.7) до определения размеров подошвы.
На фундамент могут действовать различные сочетания нагрузок,
отличающиеся как величинами Р, Т' и М',так и направлениями i и М'.
При проектировании фундаментов на нескальных грунтах поло-
жение центра подошвы фундамента целесообразно определять по выра-
жению (3.7) при действии постоянных нагрузок, так как основную
долю перемещений фундамента опоры моста вследствие деформаций
основания вызывают постоянные нагрузки.
Если от постоянных нагрузок е'о = 0 и Т' = 0, что соответствует
в большинстве случаев фундаментам промежуточных опор мостов,
io /о = 0 и центр подошвы размещают на вертикальной оси опоры.
Фундамент в этом случае проектируют симметричным относительно
оси опоры. Устройство симметричного фундамента при небольших
значениях е'о и Тп возможно при fu 0 от постоянных нагрузок.
В остальных случаях фундаменту придают несимметричную форму.
При действии на фундамент временных нагрузок, дающих наи-
большие значения Т' и М' одного направления (например, для фунда-
ментов устоев и крайних опор мостов распорных систем), бывает
целесообразно для получения меньших размеров подошвы фунда-
мента центр подошвы выбрать ближе к точке приложения равно-
действующей невыгодного сочетания нагрузок. В этом случае вели-
чина f должна быть ограничена крайними значениями /мб, определен-
ными по выражению (3.6) от постоянных нагрузок и отдельно от дру-
гих сочетаний разных нагрузок.
Эту задачу приходится решать методом последовательных прибли-
жений. Начальную величину сдвижки определяют по выражению
(3.7) с учетом только постоянных нагрузок. Затем определяют раз-
меры подошвы фундамента расчетом по прочности основания. После
этого вносят коррективы в величину f и уточняют размеры подошвы
фундамента.
53
При учете влияния высокой примыкающей насыпи на перемёщ
ния фундамента устоя положение подошвы фундамента относителы
опоры и насыпи определяют исходя из условия, чтобы разнос
осадок крайних точек подошвы, определенная с учетом влиян!
высокой насыпи, была равна нулю или горизонтальное смещен]
верха опоры и ее крен находились бы в допустимых пределах. Э
задачу тоже приходится решать путем попыток, рассматривая нескол
ко положений подошвы и определяя осадки крайних точек методо]
рассмотренным в § 5. Для выполнения этого условия нередко изм
няют размеры и наклон граней тела самого устоя.
Рис. 3.10. Схемы к расчету внецентренно нагруженного фундамента
После выбора положения центра подошвы фундамента все на-
грузки, используемые в последующих расчетах основания, должны
быть определены относительно центра подошвы.
Расчет фундамента по прочности основа-
ния. Этот расчет в большинстве случаев имеет решающее значение
для определения размеров подошвы фундамента.
При расчете фундаментов по прочности (несущей способности)
основания необходимо выполнить условия, чтобы среднее о и наиболь-
щее Oi напряжения (рис. 3.10) под подошвой фундамента от любого
сочетания нагрузок не превышали расчетного сопротивления грунта
основания сжатию /?:
а— Р =^/\» (3.8)
P + Al
Ох =------р-----(или 1,2/?). (3.9)
Здесь Р — вертикальная нагрузка, действующая на уровне обреза
фундамента (рис. 3.10, а); 6Ф— вес фундамента; Sgr — суммарный
вес грунта над уступами фундамента; М — момент относительно
горизонтальной оси, проходящей через центр тяжести подошвы фун-
54
Демента (относительно главной центральной оси инерции подошвы);
W* момент сопротивления подошвы фундамента относительно той
•V осн; F — площадь подошвы фундамента.
Для скальных грунтов при любом сочетании нагрузок, а для
Вя к ильных грунтов при учете помимо постоянной и подвижной
trpшкальной нагрузок еще других временных нагрузок и воздей-
nniiii расчетное сопротивление у края подошвы фундамента в пра-
вой части выражения (3.9) принимают повышенным — равным 1,2/?.
Для тех случаев, когда учитывают 1,2/?, условие (3.9) будет иметь
решающее значение для определения размеров подошвы внецентренно
Нагруженного фундамента, если дополнительные напряжения от мо-
мента составят более 20% от средних напряжений, т. е. когда будет
соблюдаться неравенство
м/w п о
(/’ + Сф + ЕЯг)/^'^
(3.10)
Если это неравенство не соблюдается, расчет ведут по условию (3.8),
как и для центрально нагруженного фундамента, без учета состав-
ляющей от М.
Выражение (3.9) можно использовать для определения размеров
подошвы фундаментов при положении равнодействующей нагрузок
и пределах ядра сечения, когда напряжения под подошвой будут
однозначны. Это условие можно выразить:
f w * V3*11;
Если равнодействующая выходит за пределы ядра сечения, то тео-
ретически под подошвой фундамента эпюра нормальных напряже-
нии будет двузначной. В действительности между подошвой фунда-
мента и грунтом растягивающих напряжений быть не может и поэ-
тому произойдет частичный отрыв фундамента от грунта.
Эпюру напряжений под подошвой фундамента можно построить
н предположении линейного закона распределения напряжений из усло-
вий, что объем эпюры должен быть равен силе /V, а центр тяжести эпюры
должен лежать на линии действия силы. Исходя из этих условий (рис.
3.10, б) для прямоугольного фундамента получим ширину эпюры
// = 3 (0,5 b — е0). Наибольшее краевое напряжение должно удов-
летворять условию
4.N
^ = 3(O,5b-eo)a^R <или >>2/?). (3.12)
где а — длина фундамента; N — нормальная сила по подошве фун-
дамента, включающая вес фундамента и грунта на уступах.
При использовании выражений (3.8) и (3.9) определять размеры
подошвы фундамента приходится методом последовательных при-
ближений, поскольку заранее не известен вес фундамента и грунта
па уступах и расчетное сопротивление грунта основания, зависящее
от ширины подошвы фундамента Ь.
55
Чтобы избежать перерасчетов при проектировании, выразим вся
фундамента и грунта на его уступах (рис. ЗЛО, а) приближенно: Л
Сф 4- 2gr (3.1Я
где уф — приведенная расчетная объемная масса материала фундЛ
мента и грунта на его уступах (для бетонных и железобетонных фуня
даментов принимают уф « 2,3 т/м3). 1
В случае использования зависимости (3.13) обычно не требуется
вносить каких-либо изменений в размеры подошвы фундамента поел!
уточнения его веса. Точное значение Сф + Sgr вычисляют поел!
определения расчетом размеров фундамента и его конструирования!
Взвешивающее действие воды на фундамент, выраженное послед!
ним членом зависимости (3.13), учитывают при расположении ег<Я
подошвы в водопроницаемых крупнообломочных, песчаных и су пес-1
чаных грунтах. При расположении же подошвы фундамента в глини-|
стых грунтах взвешивающее действие воды учитывают, когда эта
создает более невыгодные расчетные условия. В любых грунтах в слу-1
чае определения их расчетных сопротивлений по приближенной!
формуле (1.15) взвешивающее давление воды на фундамент и грунт!
на его уступах не учитывают.
В тех случаях, когда взвешивающее действие воды не учитывают,!
и если уровень грунтовых вод расположен ниже подошвы фунда-1
мента, величину hB в выражении (3.13) и последующих принимают^
равной нулю. Подставив выражение (3.13) в условия (3.8) и (3.9),
получим: !
Р/Р + £ТФЛ - = Р; (3.14)'
P/F + M/W + g^h~g&ohB = P (или 1,2/?). (3.15)
При использовании выражений (3.14) и (3.15) для фундамента,
у которого обрез расположен значительно выше поверхности грунта
(рис. 3.10, в), к величине Р следует добавить вес части фундамента
выше поверхности грунта GJ, приняв в первом приближении размеры
этой части в плане минимальными. При учете взвешивающего дей-
ствия воды в этом случае = h, a GJ принимают уменьшенным на вели-
чину веса воды, вытесненной верхней частью фундамента.
Для прямоугольных в плане фундаментов при действии момента
в направлении меньшей стороны, подставив в выражение (3.15) F = ab
и Wy = ab2/6, решим его относительно большего размера подошвы
фундамента
<ЗЛ6>
При действии момента в направлении большей стороны, подста-
вив в (3.15) F = ab и Wx = ЬаЧЪ, решим его также относительно а,
поскольку /? всегда зависит от размера меньшей стороны b
_ _ P+^P2+24Mxt> w-CT^+gA^) 71
а~ гня-втфй+гМ,) • '' 1
Il случае действия на фундамент центральной нагрузки, приняв
• выражении (3.16) Му = 0, получим
а = 17©-----Ci' л д \ • (3.18)
Выражения (3.16) — (3.18) справедливы при а Ь.
Решение о размерах подошвы прямоугольного фундамента не явля-
лся единственным. При расчете по одному из выражений (3.16) —
(3.18) меньший размер b приходится назначать. Каждому принятому
виачению b будет соответствовать одно определенное значение а.
Целесообразно принять несколько значений b и из выражений (3.16) —
(3.18) определить соответствующие им
аначения а (рис. 3.11).
Значения b и а должны быть не
меньше минимальных размеров подош-
вы Ьмин и Ямин, зависящих от размеров
сечения опоры bQ и а0 на уровне обреза
фундамента (рис. 3.11)
4" о,,,,,, = я0-{-2Су. (3.19)
Ширину обреза Су для фундаментов
опор мостов мелкого заложения прини-
мают в пределах 0,2—0,5 м. Ее назна-
чение— компенсировать возможные не-
точности разбивки и возведения фунда-
мента.
Из различных сочетаний b и а вы-
Рис. 3.11. Схема к определению
размеров подошвы прямоуголь-
ного фундамента
бирают оптимальное, соответствующее
минимуму стоимости фундамента, что
обычно обеспечивает^. при минимуме
площади подошвы.
Размеры подошвы внецентренно нагруженного фундамента опре-
деляют в такой последовательности. Выбирают невыгодное расчетное
сочетание нагрузок и назначают ширину фундамента Ь. По форму-
лам гл. 1 или нормам проектирования вычисляют R, которое для не-
скальных грунтов зависит от Ь. Затем по одному из выражений
(3.16) или (3.17) определяют длину фундамента а.
Далее проверяют выполнение условий (3.10) и (3.11), в которых
вес фундамента и грунта на его уступах можно учитывать по выра-
жению (3.13). Если эти условия выполняются, то расчет фундамента
при принятом b и данных нагрузках заканчивается.
Условие (3.10) проверяют только в тех случаях, когда в выраже-
ниях (3.16) и (3.17) вместо R учитывается 1,2 R. Если условие (3.10)
для этих случаев не выполнено, величину а нужно определить по фор-
муле (3.18).
Если не выполняется условие (3.11), то размер подошвы в на-
правлении действия момента должен быть уточнен по условию
57
ограничения положения равнодействующей нагрузок, как это ра
смотрено ниже.
После определения b и а при принятом сочетании нагрузок нео<
ходимо определить среднее а и наибольшее ох напряжения от все
других сочетаний нагрузок, способных оказать влияние на размер
фундамента и проверить выполняются ли условия (3.8) и (3.9).
При вычислении а и ах вес фундамента и грунта на уступах можн
определить по выражению (3.13). Если от какого-то сочетания нагру
зок напряжения о и превысят R (или 1,2 /?), то это сочетание буде
самым невыгодным, тогда нужно определить размеры подошвы с уче
том нагрузок этого сочетания.
При расчете ленточного фундамента водопропускной трубы ил]
подпорной стенки по длине выделяется участок, равный 1 м, на кото
Рис. 3.12. Схемы к расчету фундаментов трубы
ствующие нагрузки.
Ширину подошвы лен-
точного фундамента b опре-^
деляют методом последо-
вательных приближений ।
из выражений (3.14) и
(3.15) путем подстановки
в них F = b-1 и W = 1Ь2/6,
поскольку R зависит от Ь.
Для труб незамкнуто-
го поперечного сечения
устраивают раздельные
(рис. 3.12, а) или сплош:
ные (рис. 3.12, б) фунда-
менты. Если суммарная
приближаться к ширине
ширина раздельных фундаментов будет
трубы, то целесообразно перейти на сплошной фундамент. В этом
случае на основание будет действовать вертикальная, централь-
но приложенная нагрузка, так как одинаковые моменты и горизон-
тальные силы, действующие на фундамент справа и слева, взаимно
уравновешиваются.
Устойчивость сплошного фундамента будет значительно большая,
чем у раздельных фундаментов, так как при сплошном фундаменте
исключается возможность выпирания грунта внутрь трубы.
Если на некоторой глубине от подошвы фундамента залегает
слой грунта с меньшей несущей способностью, чем под подошвой,
необходимо, чтобы напряжение на кровле этого слоя не превышало
его расчетного сопротивления. Напряжение на кровле слоя будет
слагаться из природного давления грунта и дополнительного давле-
ния, передаваемого грунту сооружением (рис. 3.13). Условие прочности
подстилающего слоя в этом случае будет иметь вид
gy (h + zc) + ао (<* ~ gyh) R, (3.20)
где а — среднее напряжение под подошвой фундамента; а0 — коэф-
фициент распределения напряжений по глубине основания, прини-
58
Шогмый для прямоугольных фундаментов по приложению II в зави-
fUM<xTii от п = alb и т = zjb.
Поскольку в основании происходит распределение напряжений,
Ярн вычислении расчетного сопротивления слабого слоя можно учи-
большую площадь, чем площадь подошвы фундамента.
В первом приближении выражение для определения площади
Яодошвы фундамента Fy на уровне кровли слоя получим из того
условия, что среднее напряжение под подошвой такого условного фун-
дамента будет равно суммарному напряжению на кровле слоя под
центром фундамента. Это условие
Имеет вид
A' I ArY(/i + Zc)Fy—gyFh
---------В----------= (Л + Ze) gy +
ГУ
. № «Л
откуда после преобразований полу-
пим Fy = F/a0.
Если принять, что распределение
Инн ряжений от фундамента происхо-
дит в продольном и поперечном на-
правлениях под одинаковым углом,
то из предыдущего выражения для
прямоугольного фундамента после
преобразований можно получить фор-
мулу для определения ширины по-
дошвы условного фундамента
- 0,5b [У (п — I)2 + 4n/a0 — (п — 1)].
(3.21)
Рис. 3.13. Схема к расчету проч-
ности подстилающего слабого слоя
грунта:
1 — эпюра дополнительного давления
от сооружения; 2 — эпюра природного
давления; 3 — кровля слабого слоя
Определение размеров подошвы фундамен-
та из условия ограничения положения рав-
нодействующей нагрузок. Расчетные выражения для
»того случая можно получить из условия (3.4). Размер b подошвы
прямоугольного фундамента в направлении действия момента при
принятом значении а определяют по формуле
-. /"г Р ~|2 ।________________6Л4_________________Р
V l_2ag (ТфЛ — Д(Лв) J ?опрЯ£ (ТфА — ДА) 2ag (?фА—ДоАв)'
(3.22)
Здесь Р — вертикальная нагрузка по обрезу фундамента; М — мо-
мент относительно горизонтальной оси, проходящей через центр по-
дошвы фундамента; — средняя объемная масса материала фунда-
мента и грунта на уступах, принимаемая в данном расчете 2,0—
2,1 т/м3.
При определении ширины подошвы ленточного фундамента в выра-
жении (3.22) следует принять а = 1 м.
Расчет по ограничению положения равнодействующей нагрузок
дает большие размеры подошвы фундамента по сравнению с расчетом
по прочности основания при грунтах, обладающих высокой несущей
59
способностью. Выражение (3.22) используют в тех случаях, ког|
после первоначального определения размеров подошвы фундамент
по формулам (3.16)—(3.18) не удовлетворяется условие (3.11). В таки
случаях после определения размеров подошвы фундамента по фо]
муле (3.22) необходимо проверить краевые напряжения по усля
виям (3.9) или (3.12) по прочности грунтов основания. '
Расчет устойчивости фундамента на сдви!
по подошве. Устойчивость фундамента на сдвиг по его подош!
проверяют по отношению сдвигающей силы, действующей в плоское!
подошвы фундамента, к предельной (удерживающей) силе
Обобщенный коэффициент условий работы m (частное от делен!
коэффициента условий работы на коэффициент надежности) пр
нимают равным 0,73—0,90. В качестве критерия устойчивости вмес'
условия (3.23) можно использовать и обратную зависимость.
Предельная сила будет равна
ЛР = ^Ф, (3.2
где ф — коэффициент сдвига (трения) материала фундамента п«
грунту; N — нормальная к плоскости подошвы фундамента составляю
щая всех сил. ,
Осредненные значения ф, принимаемые при проектировании мсй
стов, приведены в табл. 3.1. Для фундаментов с горизонтально!
подошвой условие (3.21) имеет вид
Т
(3.25:
Для промежуточных опор мостов условие (3.23) обычно не влия
на размеры фундаментов.
Таблица 3.1
Вид грунта
Глины и скальные грунты с омыливающейся поверхностью
(глинистые известняки и сланцы):
во влажном состоянии ..................................
сухие .............................................
Суглинки и супеси .................•.................
Пески ...............................................
Гравийные и галечниковые грунты .....................
Скальные грунты с неомыливающейся поверхностью . . . .
4>
0,25
0,30
0,30
0,40
0,50
0,60
Для фундаментов подпорных стен, устоев арочных мостов, анкер-
ных опор висячих мостов, а при высоких насыпях и для фундаментов
устоев балочных мостов условие (3.25) часто имеет решающее значе-
60
пне при определении размеров фундамента. В таких случаях вес
фундамента можно найти из этого условия:
Т
mip
(3.26)
После вычисления G определяют объем фундамента V =
и требуемую площадь его подошвы при данной глубине заложения п
F V/h. Затем выполняют проверочный расчет фундамента, как
внецентренно нагруженного.
Устойчивость на скольжение можно повысить путем придания
подошве фундамента наклонного положения, устройством уступов
Рис. 3.14. Конструктивные способы увеличения устойчивости фун-
дамента на сдвиг устройством:
а — наклонной подошвы; б — уступов; в — зуба
или зуба (рис. 3.14). Этим достигается уменьшение сдвигающей силы
вдоль наклонной подошвы фундамента. В схеме в, кроме того, наклон-
ная поверхность сдвига проходит внутри грунта по линии 2—2'.
Найдем отношение сдвигающих и предельных сил вдоль линии 2—2',
не учитывая сопротивление сдвигу в пределах горизонтального уча-
стка 1—2 в схеме на рис. 3.14, а:
Г cos в—У sin 6 Т/N — tg в _______ tg 0— tg 0 tg(0 — 6)
(АГ cos 0+Г sin 0) ip — (“(77A0 tg 0+1 ftp “ (tg 0 tg 0+ 1) ip ~ ip *
Приравняв это выражение m, получим условие
0 Р — arctg (mip). (3.27)
. Для схемы в при несвязных грунтах, рассуждая аналогично,
получим
0 Р — arctg (tn tg <р). (3.28)
61
Для фундаментов на связных грунтах расчетное условие на скол
жение вдоль линии 2—2' в схеме в можно записать
tg fi—tg 6
(3.2!
(tg 3 tg 6+ 0 tg q-[-Cb'al(N cos2 9)
Рассмотренные конструктивные мероприятия эффективны тольк
в тех случаях, когда грунт обладает достаточно высоким сопротивле
нием сдвигу. В противном случае может произойти сдвиг фундамент^
вместе с частью грунта по горизонтальной поверхности вдоль ли
нии 1—Г.
Схему фундаментов на рис. 3.14, б применяют в случае скаль
ных грунтов. Горизонтальный сдвиг возможен по линиям 1—Г ил>
3—3' после преодоления сопротивления скалывания скалы или бе-'
тона. Условие устойчивости на скольжение по 1—Г для схем а и в,
пренебрегая наличием горизонтального участка на схеме а и участка,'
занятого зубом на схеме в, получим такое
(3.30)
\ Af tg(p-{-Ca&
При расчете фундаментов мелкого заложения боковое давление,
грунта с обеих сторон фундамента учитывают до уровня нижней
точки подошвы фундамента. Давление грунта определяют методами,'
рассмотренными в теории давления грунтов на ограждающие кон-;
струкции.
Известно, что давление грунта на стенку зависит от величины,
ее перемещения. Для достижения полного значения пассивного
давления необходимо большое перемещение стенки, которое, как.
правило, для устоя моста не может быть допущено. По этой причине
давление грунта в направлении, противоположном возможному сме-
щению устоя, в запас устойчивости нормами разрешается учитывать
лишь как активное, при условии сохранения уровня поверхности
грунта на весь период эксплуатации сооружения.
При нескальных грунтах, когда равнодействующая горизонталь-
ных нагрузок Т направлена в сторону насыпи (фундаменты устоев
арочных мостов) результирующая эпюра давления грунта на фунда-
мент при сдвиге по 1—Г будет иметь прямоугольную форму. Такая
эпюра изображена сплошной линией на рис. 3.14, а слева. Тогда
при расчете по (3.23) горизонтальная нагрузка Т = Т' — Т2 — Т3.
В вертикальную нагрузку нужно включать также вес треугольной
призмы грунта Г2'2. При сдвиге по линии 2—2* Т — Т' -|- 7\ — Тг.
В том случае, когда сила Т' направлена от насыпи (фундаменты
устоев балочных мостов и подпорных стен), горизонтальная нагрузка
при сдвиге по 1—Г (рис. 3.14, в) Т = Т' + 7\ 4- Т2, при сдвиге
по 2—2’ Г = Т* + + Т2 4- Т8, а при сдвиге по 3—3' фундамента
с плоской подошвой без зуба Т = Т' + 7\. Вид результирующих
эпюр на рис. 3.14 показан для случаев учета с обеих сторон активного
давления грунта.
Расчет устойчивости фундаментов устоев
и подпорных стенок против глубокого сдви-
62
Г л Устои мостов и подпорные стенки могут потерять устойчивость
вследствие глубинного сдвига некоторых объемов грунта основания
и примыкающей насыпи. Расчет устойчивости против глубинного сдвига
В этих случаях можно выполнить приближенным методом в предпо-
ложении, что сдвиг сооружения вместе с некоторым объемом грунта
может произойти по круглоцилиндрической поверхности скольжения
радиусом R (рис. 3.15).
Обычно в случае однородных грунтов в основании полагают,
что поверхность скольжения проходит через ребро фундамента (точка А
ни рис. 3.15). Если ниже подошвы фундамента залегает слой более
Рис. 3.15. Схема к расчету устойчивости фундамента устоя
слабого грунта, целесообразно рассмотреть и такие положения поверх-
ности скольжения, когда она заходит в этот слой или пересекает
его.
Для принятой поверхности скольжения определяют моменты сдви-
гающих и предельных сил относительно центра окружности О.
Рассматриваемый отсек обрушения (АВСДЕ на рис. 3.15) раз-
бивают на вертикальные элементы. Ширину элементов принимают
‘Аз -ь ’4 (^и + h). Размер элементов в поперечном направлении при-
нимается равным размеру подошвы фундамента в этом направлении а.
Для подпорных стен а = 1 м. В общем случае, когда часть отсека
расположена ниже уровня воды в водоеме и в пределах отсека имеется
дспрессионная кривая, вес каждого элемента gi при определении
сдвигающего момента будет равен
gi — gin + gic 4-glut
где giB — полный вес верхней части элемента, расположенной выше
кривой депрессии; gic — вес средней части между депрессионной
кривой и горизонталью W — W, проведенной на уровне горизонта
воды, определенный с учетом полной объемной массы у водонасыщен-
63
ного грунта; gin — вес нижнеи части элемента, расположенной ни
горизонтали W — W, определенный с учетом взвешивающего д
ствия воды [ув по выражению (2.9)].
Сдвигающий момент, согласно схеме на рис. 3.15 будет равен
п
м= 5 gA+Млг + П,,
( = 1
где gi — вес вертикального элемента, приложенный в его центр
тяжести; Ц — плечо силы gi относительно центра окружности, учиты
ваемое с соответствующим знаком. Для элементов, расположении
левее оси Oz, значение Ц — отрицательное.
Вертикальная нагрузка по подошве фундамента W включает в себ
вес фундамента и грунта на его уступах, вес устоя, временную нагрузк
на устое и нагрузку от пролетных строений. Горизонтальную состав
ляющую Т определяют от внешних сил, действующих на устой (сил
торможения, трения в опорных частях и т. п.). Давление грунта н
устой со стороны насыпи при определении силы Т не учитывают, та
как для данной схемы оно относится к категории внутренних сил
Временную нагрузку на насыпи включают в вес элементов.
Затем определяют предельный (удерживающий) момент, которы]
будет равен моменту сил сопротивления сдвигу, возникающих вдол1
поверхности скольжения. Вес каждого элемента, а также силы Л
и Т переносят на линию скольжения и определяют составляющие
нормальные к линии скольжения. Предельный момент будет равев
(п п ’
У gi cos а/tg ф/+ У C,AS,4-rsinar tgq/4-Ncos<xvtg(p"
i = 1 i = I
где ф/ и Ci — угол внутреннего трения и сцепление грунта в пред
лах отрезка длины окружности Д5/ в основании элементов.
При определении момента предельных сил вес участков каждого
выделенного элемента, а также вес участков устоя и фундамента,
расположенных как ниже депрессионной кривой, так и ниже гори-
зонтали W — W, нужно определять с учетом взвешивающего дей-
ствия воды. Устойчивость фундамента оценивают по отношению сдви-
гающего момента к предельному: М/Мпр пг'.
Положение центра окружности (точка О) и ее радиус выбирают
произвольно. Путем попыток ищут такую окружность, для кото-
рой т' будет максимальным. Устойчивость фундамента считают
обеспеченной, если выполняется условие
^макс ^5 ^2»
(3.31)
где m принимается равным 0,7.
Рассмотренный расчет устойчивости практически выполняют гра-
фо-аналитическим способом или аналитическим с применением ЭВМ.
Выражения для М иМпр преобразуются к виду, удобному для вычис-
лений указанными способами.
64
Проверка устойчивости фундамента про-
ИВ опрокидывания. При этом расчете сопоставляют рас-
гные М. и предельные Мпр значения опрокидывающих моментов,
определяют как сумму моментов всех активных сил относительно
игра тяжести подошвы фундамента или, что то же самое, как момент
содействующей относительно центра тяжести (рис. 3.16).
Предельный момент Л4пр относительно центра тяжести подошвы
идамента будет соответствовать тому случаю, когда равнодействую-
вя будет проходить через край фундамента (точка А на рис. 3.16).
слов не устойчивости
М = Wi + ZTihi
^пр
у
Обобщенный коэффициент условий работы для фундаментов
ia скальных грунтах т = 0,83, а на нескальных — т — 0,75.
Когда положение равнодействующей на-
грузок ограничено предельными значениями
Относительных эксцентриситетов, указанными
Выше, проверка на опрокидывание бывает
Обычно обеспеченной.
Расчет перемещений фун-
дамента. Этим расчетом определяют осад-
ки, их разности, крены фундаментов, гори-
аонтальные смещения верха опор и т. п. -
Полученные значения перемещений фунда-
мента должны удовлетворять условию (1.2).
Методы определения перемещений фундамен-
тов рассмотрены в гл. 2.
Если осадка фундамента или разности
осадок соседних фундаментов превысят пре-
(3.32)
Рис. 3.16. Схема к рас-
чету фундамента на опро-
кидывание
дельно допустимые значения, то размеры фундамента должны быть
изменены и подобраны по допустимым осадкам или их разностям.
Анализ, проделанный на основе большого числа расчетов осадок
фундаментов, показывает, что снижения осадки можно достигнуть
увеличением размеров подошвы фундамента. Но следует иметь в виду,
что для существенного снижения осадки необходимо значительно
увеличить размеры подошвы фундамента.
На осадку фундаментов, не имеющих внутренних пустот, глубина
заложения фундаментов при неизменных их размерах в плане, в одно-
родных по сжимаемости грунтах влияет несущественно. Очень часто
сжимаемость грунтов с глубиной уменьшается. В таких случаях
увеличение глубины заложения фундаментов до слоев грунта с более
высокими модулями общей деформации является эффективным сред-
ством снижения осадок.
Для мостов внешне статически определимых систем нормами
проектирования допускается не определять осадки при пролетах
до 100 м. Для таких мостов при высоте массивных опор до 20 м допу-
скается также не определять крен и зависящее от него горизонталь-
ное смещение верха опоры. В том случае, когда крен не определяют,
3 Костерив Э. В.
65
его влияние учитывают косвенно, путем ограничения величин ои
сительных эксцентриситетов приложения равнодействующих наг|
зок, как это показано выше. j
При данном положении центра подошвы фундамента уменьши
крен можно путем придания подошве фундамента более вытянув
формы в расчетном направлении или увеличением ее площади. 1
Конструирование жестких бетонных фундаментов. Конструиро|
ние бетонного или бутобетонного фундамента заключается в onpej
лении формы и размеров его элементов по высоте. К конструирован!
приступают после того, как установлена высота фундамента /гф, ра
ная расстоянию от обреза до его подошвы, выбрано положение цент^
подошвы и расчетами основания, рассмотренными выше, определе:
ширина b и длина а подошвы фундамента.
Рис. 3.17. Схемы конструирования фундаментов: J
а — несимметричного ступенчатого: б — симметричного ступенчатого; в — симмет- ,1
ричного с наклонными гранями j
Минимальные размеры фундамента в плане ам и &м, зависящи
от размеров надфундаментной части сооружения, определяют по выра
жениям (3.19). Размеры подошвы, установленные на основе расчета
основания, чаще всего получаются больше минимальных. При эта
фундаменту по высоте придают ступенчатую и реже трапециевидну!
форму (рис. 3.17). 1
Предельный угол распределения давления в кладке фундамец
тов опор мостов принимают для бутобетонных фундаментов ап = 3(Й
для бетонных — 35°. <
Вначале необходимо проверить, обеспечивает ли принятая высоту
фундамента Лф требуемое развитие его подошвы
0,5 (b + 2f — b0) ctg ап =С Аф; (3.33|
0,5 (а - Oq) ctg ап =с йф. (3.34
Если условия (3.33) и (3.34) не выполняются, высоту фундамент]
нужно увеличить путем его заглубления. Когда же увеличить глубин]
заложения по каким-либо причинам нецелесообразно, необходима
устраивать железобетонный фундамент.
Ширину уступов в соответствии с данными рис. 3.17 определяй^
по выражениям ’
/л = 0,5 (Ь + 2/ - &и); /п = 0,5 (Ь - 2/ - Ьл) (3.3^
(3.36)
I Ширину уступов в перпендикулярном направлении при симметрич-
ном развитии находят из выражения
/ = 0,5^-^).
Высота уступов с их шириной связана соотношением
I /iy = /ctgan. (3.37)
В зависимости от>юлученной величины hy принимают один или
Несколько уступов. Для бетонных и бутобетонных фундаментов высоту
Ьгдельных уступов с учетом общих размеров фундамента назначают
Б пределах 1—2 м. Высота уступов в перпендикулярном направле-
нии должна быть увязана с высотой уступов данного направления.
Расчет прочности материала жесткого фундамента в сечении
а уровне обреза обычно выполняют при проектировании опоры.
Вели соблюдаются правила ^конструирования, изложенные выше,
То прочность материала фундамента в сечениях ниже обреза бывает
Обеспеченной.
О расчете железобетонных фундаментов. Размеры подошвы железо-
бетонного фундамента определяют расчетами основания, изложен-
ными выше, как и для жестких фундаментов.
После того как будут установлены размеры подошвы, приступают
К расчету и конструированию фундамента, как железобетонной кон-
струкции. В результате этого расчета определяют размеры элементов
фундамента по высоте и находят необходимое количество арматуры.
Существенное значение для расчета элементов фундамента и под-
бора арматуры имеет правильное определение реактивных давлений
грунта по подошве фундамента.
Как указывалось, при расчете фундамента по прочности и дефор-
мациям основания условно принимают линейное распределение напря-
жений по подошве.
Линейное распределение реактивных давлений грунта можно при-
нимать и в расчетах по прочности материала отдельных фундаментов
(башмаков) под стойки сооружений (рис. 3.3) и ленточных фундамен-
тов под стены бескаркасных зданий (рис. 3.8). Допущение о линей-
ном распределении реактивных давлений грунта по подовше указан-
ных типов фундаментов не вносит существенной погрешности в опре-
деление высоты фундамента и подбор арматуры.
Для гибких фундаментных балок и плит, на которые опираются
группы стоек и колонн (рис. 3.5), а также для сплошных плит под
сооружениями (рис. 3.6) учет линейной эпюры реактивных давлений
грунта может привести к значительным ошибкам в определении
размеров сечения и армировании фундаментов. Для таких фундамен-
тов вид эпюр реактивных давлений грунта должен быть уточнен на
основе теории расчета балок и плит на упругом основании.
В теории расчета таких балок и плит применяют в основном две
группы методов. В первой группе используют гипотезу коэффициента
постели Фусса — Винклера. Расчет балок на упругом основании
по этой гипотезе излагается в курсе сопротивления материалов.
66
з*
67
е
№
Вторая группа методов расчета основана на использовании гИ1
тезы упругого полупространства. Из методов этой группы в прое
ной практике чаще всего применяют методы Б. Н. Жемочкина, М.И. Г
бунова-Посадова и И. А. Симвулиди *.
После определения реактивных давлений по подошве фундамен
находят изгибающие моменты и перерезывающие силы в сечени
по которым определяют окончательные размеры сечений и их арми
вание. Конструирование и расчет сечений железобетонных фундам
тов подробно рассматриваются в курсах железобетонных конструкци
Расчетом гибкой фундаментной конструкции на упругом осно
нии уточняются также неравномерность осадок точек ее подо
и деформации конструкций, которые не должны превышать предель
допустимых значений.
Пример 3.1. Рассчитать вариант фундамента на естественном осн
вании промежуточной опоры балочного разрезного автодорожноц
моста. Длина Пролетов, примыкающих к опоре, по 27 м. Высота опор
над горизонтом межени 12,5 м. Размеры опоры в плане на уров
обреза фундамента и грунтовые условия указаны на рис. 3.1.06
принят на отметке 69,00 м. Невыгодные расчетные сочетания нагруз
относительно обреза фундамента: поперек оси мостаР =12100
(1233 тс); Ту — 1116 кН; Мх — 6700 кН -м; вдоль оси моста Р = 12 1
кН; Т'х = 335 кН; М'у= 3970кН-м.
Подошву фундамента заглубляем в глину на 2,5 м ниже уровн!
максимального размыва, совпадающего с поверхностью кровли слм
глины. Равнодействующая постоянных нагрузок проходит по вер
тикальной оси опоры. Поэтому центр подошвы фундамента принимает
на оси опоры (/ = 0) и фундамент проектируем симметричным. ]
Определяем моменты относительно осей подошвы фундамент!
Afx= 6700+ 1116-4= 11 164 кН-м; = 3970 + 335-4 = 5310 кН-м
Размеры фундамента определяем по выражению (3.16) при h J
= 2,5 м и hB = 0. Вес верхней части фундамента от обреза до уровш
размыва при минимальных ее размерах в плане ам = 9,5 4- 2-0,2
= 9,9 м, Ьи — 2,6 4- 2-0,2 = 3,0 м и ширине обреза 0,2 м буде^
равен О» = 9,9-3,0-1,5-1,1-9,8-2,3 = 1151 кН.
Принимаем b = 4,8 м.
Расчетное сопротивление глины по нормам проектирования осно
ваний опор мостов для принятых ширины подошвы и глубины зало
жения фундамента равно R = 368 кПа. Увеличиваем это значени
на 20% с учетом расчета на принятые сочетания нагрузок; 1,2 R «
= 441 кПа.
Длина фундамента будет равна
_ (12 100+ 1151)/4,84-6 5310/4,8» _ 1п я
441-2,5-9,8-2,3 1U,° М*
*Жемочкин Б. Н. иСиницын А. П. Практические методы расчета
фундаментных балок и плит на упругом основании. Госстройиздат, 1962.
Горбунов-Посадов М. И. Расчет конструкций на упругом основании
Госстройиздат, 1953.
Симвулиди И. А. Расчет инженерных конструкций на упругом основании
«Высшая школа», 1973.
Поперек оси
Ширина уступов фундамента вдоль оси моста по формулам (3.35)
При f = 0 составит:
Zx = 0,5 (4,8-3,0) = 0,9 м;
Z3 = 0,5 (10,8-9,9) = 0,45 м.
Высота уступов по формуле (3.37) при ап « 30*
Ау1 = 0,9 • 1,73= 1,6 м: Ziy2 = 0,8 м.
В продольном направлении устраиваем два уступа, а в попереч-
ном — один (рис. 3.1).
Объем фундамента будет равен
Уф = 4,8 -10,8 • 0,8 4- 3,9 • 9,9 • 0,8 4- 2,4 • 3 • 9,9 = 143,8 м3.
Расчетный вес фундамента
Сф= 143,8-1,1 -9,8-2,3 = 3570 кН.
Объем грунта на уступах фундамента будет равен
Угр = (10,8 • 4,8 - 9,9 • 3,9) 1,7 4- (9,9 • 3,9 - 3 • 9,9) 0,9 = 30,4 м3.
Расчетный вес грунта на уступах
Sgrp = 30,4 • 1,2 • 9,8 • 1,7 = 607,5 кН.
Наибольшее напряжение под подошвой фундамента по выражению
(3.9) составит
Перенапряжение составляет 0,23%.
Наименьшее напряжение <т2 = 314—128,0=186 кПа.
Расчет в направлении поперек оси моста. Наибольшее напряжение
будет равно:
12 100 + 3570 + 607,5 . 11 164 qi д i 11о к дчч к лл 1 ыПо
=-----ОТ----------+ 4,8~-10,8» = 314 + 119’5 = 433’5 < 441 кПа’
Наименьшее напряжение будет равно:
о2 = 314—119,5= 194,5 кПа.
Так как напряжения однозначны, то равнодействующие усилий
от данных расчетных сочетаний нагрузок будут приложены в пределах
ядра сечения. То же самое относится и к равнодействующим сочетаний
нагрузок, учитываемых в расчетах по второму предельному состоянию.
Поэтому условие (3.4) будет удовлетворено.
Расчет на сдвиг по подошве ведем от наибольшего горизонтального
давления льда на опору при первой подвижке Ту = 1570 кН и отсут-
ствии временной нагрузки на мосту.
Расчетная постоянная вертикальная нагрузка на уровне обреза
Р = 8420 кН.
69
Вес фундамента с учетом взвешивающего действия воды ]
Сф= 143,8-0,9-22,5—143,8-9,8= 1510 кН.
Вес грунта на уступах во взвешенном состоянии j
^ = 30,4-9,8-0,9 = 268 кН. ’
Сила взвешивания вследствие погружения части опоры на 1 ы
ниже уровня льда при первой подвижке.
Площадь опоры на уровне обреза Fo = 23,2 м2
Рв = 23,2 • 1 • 9,8 = 227 кН.
По табл. 3.1 для глины ф = 0,25. Условие на сдвиг (3.23) удовлет-
воряется:
z___________1570_________________~ «
(8420 +1510 4- 268 — 227) 0,25 ’ ° ’
ГЛАВА 4
СТРОИТЕЛЬСТВО ФУНДАМЕНТОВ
МЕЛКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ НА МЕСТНОСТИ,
НЕ ПОКРЫТОЙ ВОДОЙ
При устройстве фундамента мелкого заложения на естественном
основании на местности, не покрытой водой, выполняют следующие
виды работ: разбивочные, крепление стен котлована и осушение его
(водоотлив), разработку и транспортировку грунта, подготовку основа-
ния и кладку фундамента. К заключительным работам относятся:
засыпка пазух грунтом, разборка ограждений, планировка местности,
устройство отмосток и т. п.
$ 9. РАБОТЫ ПО РАЗБИВКЕ ФУНДАМЕНТОВ
Работы по разбивке фундаментов заключаются в переносе на строи-
тельную площадку осей сооружения, контуров котлована и огражде-
ний, границ фундамента, а также в определении вертикальных отметок
характерных элементов фундамента. В связи с этим различают гори-
зонтальную и вертикальную разбивку.
мости
Рис. 4.1. Схема закрепления осей фундаментов моста:
/ — створные столбы; 2 — фундамент промежуточной опо-
ры; 3 — фундамент устоя
Горизонтальную разбивку начинают с определения места положе-
ния главных осей сооружения. При строительстве фундаментов опор
моста главной осью является продольная ось моста.
Продольную ось моста закрепляют четырьмя створными столбами,
установленными по два на каждом берегу (рис. 4.1). После закрепления
положения главной оси приступают к разбивке второстепенных осей.
Для мостов такими осями являются поперечные оси опор моста. Затем
приступают к детальной разбивке фундаментов, котлованов и крепле-
ний.
71
При горизонтальной разбивке применяют методы угломер
съемки, которые изучают в курсах геодезии.
Для закрепления положения осей фундамента, его контуров, i
ниц котлована и креплений устраивают обноску (рис. 4.2). Обнс
представляет собой ряд опорных линий, вынесенных за пределы кот
вана, которые позволяют в любой момент выполнения работ восста
Рис. 4.2. Схема устройства обноски:
j — фундамент; 2 — ограждение котлова-
на; 3 — доски обноски; 4 — столбики
вить правильное положение с
фундамента и его границы в плг
Обноску устраивают из досок, пр
тых к опорным сваям, расставленным че
1,5—3 м друг от друга. Положение г
ничных и осевых линий фундамента
обносках фиксируется пропилами или
рубками. Через пропилы натягив.
проволочные расчалки и при помощи о*
сов определяют в процессе произволе
работ правильность положения фуя
мента в плане и ведут разбивку н
фундаментных частей сооружений. Ота
ки на обноске контрольно фиксирую
сторожками, забитыми в грунт на глуб
ну до 80 см на случай поломки обнося
Вертикальную разбивку прои
водят с помощью нивелировки. Д|
привязки объекта к геодезической сети на месте строительства устра
вают один или несколько основных реперов. Абсолютная отмет]
основного репера должна быть установлена особенно точно <— путс
многократной нивелировки от ближайшего постоянного репер
Помимо основного репера для удобства работ при значительных разм
рах сооружения в плане устраивают ряд вспомогательных реперо
$ 10. КРЕПЛЕНИЯ СТЕН КОТЛОВАНОВ
Котлованы без креплений. Котлованы с вертикальными стенка!
без креплений допускается отрывать в маловлажных связных грунт
глубиной до 1,5—2,0 м в тех случаях, когда фундамент бетониру]
в сжатые сроки и сразу после окончания земляных работ.
Котлованы в нескальных грунтах без креплений нужно устраиват
как правило, с наклонными стенками. Наибольшую допустимую кр
тизну откосов котлованов при расположении уровня грунтовых в
ниже дна котлована и кратковременных сроках производства раб
можно принимать по табл. 4.1.
Более крутые откосы по сравнению с указанными в табл. 4.1 можз
применять при условии обоснования их крутизны расчетами на усто
чивость с учетом фактических расчетных характеристик сопротивлен
грунтов, слагающих откосы, сдвигу.
При отрывке котлованов с наклонными стенками крепления
устраивают, однако при этом возрастаеиобъем земляных работ.
В практике дорожного строительства котлованы под фундамен'
мостов обычно устраивают с вертикальными стенками и креплениям
что позволяет уменьшить размеры котлована в плане, размыв врунт
72
^фундамента, обеспечить его большую заделку в грунте и уменьшит!
►иток воды в котлован. Наиболее распространены в строительной
Врактике закладные и шпунтовые крепления.
' Таблица 4.1
Виды грунтов Отношение высоты откоса к заложению при глубине котлована, м
До 1,5 1,5—3 3-5
Насыпной 1 :0,25 1:1 1: 1,25
Песчаный, гравийный, влажный, но не (Исыщенный 1 :0,50 1:1 1:1,25
Супесь 1 : 0,25 1:0,67 1:0,85
Суглинок 1:0 1:0,50 1:0,75
Глина 1 :0 1 :0,25 1:0,50
Лёссовый (сухой) 1:0 1:0,50 1:0,50
Скальный разборный 1 :0 1 :0,10 1:0,25
Скальный монолитный 1:0 1:0 1:0,10
Закладные крепления применяют в тех случаях, когда уровень
Грунтовых вод расположен ниже дна котлована. В устойчивых грунтах
можно применять закладные крепления и при небольшом подпоре
°)
Рис. 4.3. Деревянное закладное крепление:
а — разрез; б — план; в — схема для расчета досок; а — схема для рас»
чета стоек; д—схема для расчета распорок; / — доски крепления; 2 — стой-
ки: 3 — распорки
грунтовых вод (меньше 1 м) Такие крепления устраивают полностью
йз дерева (рис. 4.3) или с применением металлических двутавровых
балок (рис. 4.4).
73
В связных устойчивых грунтах при ширине котлованов до 3
и небольшой их глубине можно обойтись без постановки стоек i
короткой стороне котлована (рис. 4.3). Если ширина котлована н
превышает 6 м, стойки короткой стороны можно удерживать подкоса:
План
Рис. 4.4. Пример устройства закладного крепления с металлическими дву-
тавровыми стойками
(рис. 4.5,а). При более широких котлованах нужно применять распорки,
поставленные в обоих направлениях (рис. 4.5,6).
В грунтах, способных держать вертикальные откосы, закладные
крепления устанавливают сразу же после отрывки котлована на пол-
ную глубину. В малоустойчивых грунтах крепления монтируют по
мере отрывки котлована в несколько приемов. В последнем случае
74
по достижении проектной глубины котлована временные распорки
и короткие стойки можно заменить постоянными.
При использовании креплений по схеме, показанной на рис. 4.4,
предварительно по периметру котлована забивают двутавровые балки
и по мере разработки котлована устанавливают доски и распорки.
Если глубина котлована не превышает 3 м, распорки можно не ста-
вить. Тогда такое крепление будет выгоднее крепления, изображенного
на рис. 4.3 — для широких котлованов. При большей глубине котло-
вана устанавливают один (см. рис. 4.4) и реже несколько ярусов распо-
рок. Крепления этого типа широко применяют при строительстве
тоннелей открытым способом в неводоносных грунтах.
Расчет элементов закладного крепления. Доски крепления рассчи-
тывают на активное давление грунта ра как балки на двух опорах
Рис. 4.5. Распорное крепление широких’котлованов:
/ — доски; 2 — стойки; 3 — распорки; 4 — подкосы; 5 — деревянные сваи
пролетом llt который равен расстоянию между стойками (см. рис. 4.3).
Для крепления котлованов в однородном грунте рассчитывают нижние
доски, где давление грунта имеет наибольшее значение.
Толщину доски б определяют в зависимости от наибольшего изги-
бающего момента Л4маКс и расчетного сопротивления древесины на
изгиб /?и. Наибольшее расстояние между стойками /ь соответствующее
полному использованию прочности материала досок, можно определить
из равенства Л1Макс = /?н^, подставляя в него Л1Макс = ра&/2/8; W =
= б2&/6 и раскрывая значение ра = g,yH\a.
Отсюда
zl=2d/s& (4Л)
где у — расчетная объемная масса грунта; Н — глубина котлована.
Значения коэффициента Ха в зависимости от расчетного угла внут-
реннего трения грунта <р приведены на рис. 4.6. При расчете досок
крепления угол трения грунта о доски <р0 обычно принимают равным
нулю.
Стойки рассчитывают на изгиб как балки пролетом Za, равным
расстоянию между осями распорок, загруженных треугольной нагруз-
75
кой. Наибольшая ордината эпюры давлений q ~ palv В соответствк
со схемой, приведенной на рис. 4.3,а, изгибающий момент в проле
определяют по формуле
М = 9[^^(г_С1)-'г>+^], (4.:
где q и с,-' консоли.
Значение координаты г, соответствующее Л4маКс, находят из выра
жения
0,67Я—с2\
^2 /
учетом продольного изгиба
реакции, определяемые npi
Распорки рассчитывают на сжатие с
Сжимающими усилиями будут опорные
Рис. 4.6. Значение коэффициентов для определения гори-
зонтального давления грунта на вертикальную стенку:
а — активного; б — пассивного
расчете стоек. Для схемы, показанной на рис. 4.3, наибольшее значе-
ние опорной реакции А будет равно:
л _ (0,67// с2) л.
Л — 2/2 . (4.d)
Если число ярусов распорок более двух, стойки рассчитывают как;
неразрезные балки, а усилия, действующие на распорки, определяют
как опорные реакции, возникающие в этих балках. Расчет выполняют
для наиболее нагруженной распорки. Остальные распорки обычно
принимают такого же сечения, учитывая, что эпюра распределения
давления грунта по высоте может отличаться от треугольной. Приме-
нение нескольких ярусов распорок позволяет уменьшить сечение
распорок и стоек; однако при этом осложняется производство работ.
Расчет досок крепления, изображенного на рис. 4.4, ведут анало-
гично. Расстояние между металлическими стойками можно определить
по выражению (4.1). При расчете стоек определяют глубину их погру-
жения ниже дна котлована из условия устойчивости и находят сечения
стоек.
76
Расчет “свободно стоящих стоек. Под действием
горизонтальной силы Т жесткая стойка, погруженная в грунт, пово-
рачивается вокруг точки d (рис. 4.7,а). Выше этой точки на стойку
слева будет действовать активное давление грунта, а справа — пас-
сивное, а ниже точки d— наоборот. При этом для упрощения расчета
справа и слева строят эпюры разностей пассивного и активного давле-
ний.
При расчете стоек на устойчивость обычно используют расчетную
схему, изображенную на рис. 4.7,а. Эту схему можно еще более упрос-
тить. Для этого дополним эпюру давления треугольником deF справа
и равновеликим треугольником de'F' — слева. Распределенную на-
грузку в треугольниках dMN и d&'F заменим их равнодействующей
сосредоточенной силой Rnt приложенной в точке d.
Рис. 4.7. Схемы к расчету свободно стоящих стоек, нагруженных горизонталь-
ными силами
В действительности Rn будет приложена несколько ниже, так как
площадь и высота треугольника d&F несколько меньше площади и вы-
соты треугольника dMN. Но это допущение мало влияет на результат
и идет в запас устойчивости. В результате получим более простую
в расчетном отношении схему, изображенную на рис. 4.7,6.
Применительно к условиям работы стойки закладного крепления
схема будет иметь вид, изображенный на рис. 4.7,в. Давление грунта
на стенку выше дна котлована будет действовать в перпендикулярном
направлении на ширине, равной а ниже дна котлована — на ширине
стойки Ь.
Эпюры давлений грунта ниже дна котлована можно представить
в виде, изображенном на рис. 4.7,в сплошными линиями.
При глубине забивки стойки К устойчивость ее оценивают отноше-
нием момента относительно точки d всех активных сил, действующих
слева, к моменту пассивных сил, действующих справа
я; <4-4)
В предельном случае выражение (4.4) можно представить в ви
равенства нулю суммы моментов всех сил относительно точки d:
Л1а-М^0,
где — тМп.
Коэффициент условий работы т учитывают в виде множителе
перед Хп.
Из выражения (4.5) для схемы на рис. 4.7,6 в случае однородное
грунта после преобразований получим уравнение третьей степени длз
определения h:
,3 67* . 6ТС п
л3 — —————— И — —____ - ' — П
bgy А.п — М bgy (тХп — Ха)
(4.
При расположении силы Т у поверхности грунта (С = 0) величин
h определяют непосредственно из выражения
6Т
(4.
Для стойки закладного крепления (рис. 4.7,в) из выражения (4.5)
после преобразований получим уравнение для определения h
h* - ЗЯрЛ2 - - пН^> = 0; (4.8)
Р= j, ; (4.9)
(4.10)
При решении кубических уравнений (4.6) и (4.8) удобно пользо-
ваться таблицами *.
Полную глубину погружения стойки практически можно принимать
h’ — 1,2/г. Коэффициенты активного и пассивного давления Кп опре-
деляют по графикам на рис. 4.6 в зависимости от угла внутреннего
трения грунта ф и угла трения о поверхность стойки <р0. Графики на
этих рисунках построены на основе решений современной теЪрии пре-
дельного равновесия грунтов. Из рис. 4.6 следует, что при учете угла
Фо несколько снижается величина активного давления грунта, но
сильно увеличивается пассивное давление.
Значения ф0 при расчетах устойчивости металлических стоек можно
принимать в пределах от у ф до уф.
Как показывают опыты, для стоек величина ht определенная из
уравнений (4.6) и (4.8), получается с большим запасом. Это объяс-
няется тем, что стойка, забитая в грунт и нагруженная горизонталь-
ными силами, в действительности работает в условиях пространствен-
ной задачи, тогда как при выводе зависимостей (4.6) и (4.8) исходят
* См.: ЗагускинВ. Л. Справочник по численным методам решения урав-
нений. М., Физматгиз, 1960.
78
из условий плоской задачи. Поэтому в указанных выражениях коэф-
фициент условий работы т принимают не меньше единицы.
Уменьшить глубину забивки стоек в грунт h' можно применением
двутавров с широкими полками. Иногда для этих целей ниж-
нюю часть обычного двутавра уширяют путем приварки полос
к полкам.
Для расчета стойки на прочность необходимо определить макси-
мальный изгибающий момент. Для однородного грунта значение г,
где момент имеет максимум, получим, приравняв нулю сумму горизон-
тальных проекций всех сил, действующих выше рассматриваемого се-
чения. Для отдельной стойки (рис. 4.7,6)
г = тЛ .... 2Г .. . . (4.Ц)
Максимальный изгибающий момент
будет равен
= -3 Т gyb + ТС'
(4-12)
Аналогично для стойки заклад-
ного крепления
г, = й(р+/РЙ). (4.13)
Величина максимального момента
Рис. 4.8. Расчетная схема стой-
ки или шпунта с распоркой
= I gybH^. [(/р« + Лр +
+ Р + п)2-п(п-1)]. (4.14)
Расчет стоек при наличии распорки или
анкера. В этом случае в момент потери устойчивости стойка будет
стремиться повернуться вокруг точки О внутрь котлована (рис. 4.8).
Приравняв сумму моментов всех сил относительно точки О в предель-
ном состоянии нулю, получим уравнение для определения необходимой
глубины забивки стойки ниже дна котлована. В случае однородного
грунта уравнение для определения h имеет вид
h34-l,5(Z —рЯ)А2 —Зр//М— 1,5лрЯа = 0, (4.15)
где /—расстояние от дна котлована до распорки.
Усилие в распорке определяем из условия равенства нулю суммы
проекций всех сил на горизонталь:
4 = ^-4
(4.16)
Если А < 7\, то опасное сечение, в котором изгибающий момент
будет максимальным, находится выше дна котлована. Его положение
определяют из условия Qz = 0; 0,5 — А — 0, откуда
гм = У24/((1Х.^). (4.17)
79
riai ииающия момент в опасном сечении получим, учитывая выраз
ние (4.17): J
= А (4 /24/(1^) - Н + i). (4.’
Пример 4.1. Рассчитать закладное крепление с металлически
стойками для ограждения котлована глубиной в 5 м и размера
в плане 4,3 х 12,7 м. Грунт — мелкий маловлажный песок с расчета!
углом внутреннего трения <р = 30* и расчетной объемной масс
1,8 т/м8.
Для ограждения котлована предполагаем использовать соснов
доски толщиной 5 см с расчетным сопротивлением на изгиб (для в]
менных сооружений) Rn = 15 680 кПа.
Определяем наибольший пролет досок по формуле (4.1). Значен
= 0,33 устанавливаем по графику на рис. 4.6 при ф = 30® и <р0 ®
/, = 2-0,05 ‘II80
у «5-1,0- У,о • О
Для стоек принимаем двутавр № 22а с шириной полки 6=11
и моментом сопротивления Wx = 309 см8.
Расстояние между осями металлических стоек в плане будет
/ = Zi4-0,56 = 1,354-0,5-0,11 = 1,405 м.
Принимаем I = 1,4 м.
Для данной глубины котлована целесообразно применить схем
крепления с одним ярусом распорок. Примем положение оси распоро
на 2 м ниже поверхности грунта. Тогда в соответствии со схемой н
рис. 4.8 t = 3 м; Н = 5 м.
По графикам на рис. 4.6 при ф = 30® и ф0 = 0,5ф = 15° Ха = 0,2
и Хп = 4,46.
По формулам (4.9) и (4.10) получим коэффициенты:
₽~4Лга = °'°695;
« = *$=12,72.
Глубину забивки стоек ниже дна котлована находим по уравненш
(4.15). Подставим в это уравнение числовые значения величин:
А8 4-1,5 (3-0,0695-5) А2 —3-0,0695-5-ЗА —
-1,5-12,72-0,0695-5*(3-5/3)= 0 или А84-3,98А2-3,136-44,3 = 0.
Решив это уравнение, получим h = 2,8 м.
Определяем в соответствии со схемой на рис. 4.8 значения сил:
7\ = 0,5gy/ma = 0,5 -1,8 - 9,8 • 52 -1,4 • 0,29 = 89,4 кН;
Та=gyHbhla = 1,8 - 9,8 • 5 • 0,11 • 2,8 • 0,29 = 7,9 кН;
7’8«0,5^626(Хп-Ха)=0,5-1,8.9,8-2,82-0,11 (4,46-0,29) =31,7 кН.
80
Усилие, действующее на распорку, находим по выражению (4.16),
А = 89,4 + 7,9-31,7 = 65,6 кН.
Максимальный изгибающий момент в стойке по формуле (4.18):
65,6 / Тл- м l.f 0,29-5 + 3) = 5е>3 КН“-
Требуемый момент сопротивления при RH — 20 600 Н/сма
^=™г = 273< 309 «л
Двутавр № 20б не подошел бы, так как у него W* — 250 см8.
Для удобств работы в котловане устраиваем в плане одну распорку.
Давление от промежуточных стоек будет передаваться ригельно-под-
косными системами (см. рис. 4.4). Сечение деревянной распорки и под-
косов принято d = 24 см по условию обеспечения надлежащей проч-
ности врубок. Ригели принимаем из пластин d = 24 см. Усилие, дей-
ствующее на одну распорку, будет равно
Тр = 34=3-65,6=196,8 кН.
Коэффициент продольного изгиба ввиду малой длины распорки
Фп = 1-
Напряжение в сечении распорки составит
„ = 1^6800 = 435<1568 Н/см2.
Усилие в подкосе
' — —— 65,6 QQ Д
"“ТоГа ~ 0,707
кН.
Требуемая площадь сечения лобовой врубки будет равна
92 800 . оо _ о
сов = = 138 см2.
Для глубины врубки 6 см получим
0В= 141 сма.
Для фиксирования положения распорок, подкосов и ригелей в одном
уровне и из условий удобства передачи давления на распорную сис-
тему по стойкам устраиваем горизонтальную обвязку из швеллера
№ 24* (см. рис. 4.4).
Шпунтовые крепления устраивают в тех случаях, когда уровень
грунтовых вод расположен выше дна котлована. Такое крепление
состоит из основных вертикальных элементов — шпунтин, системы
схваток, маячных свай, обвязок, распорок или анкеров, придающих
всему креплению надлежащую прочность и устойчивость и обеспечи-
вающих правильное погружение шпунтин (рис. 4.9).
81
Шпунтовое ограждение служит не только для удержания
котлована в вертикальном положении на период производства работ:
но и препятствует попаданию грунтовой воды в котлован. Для этогб
поперечному сечению шпунтин придают специальную форму, обеспе»
Рис. 4.9. Конструкция деревянной шпунтовой
стенки:
/ — маячная свая; 2 — направляющие схватки;
3 — временная прокладка; 4 — шпунт; 5 — болт
чивающую их плотное сое-1
динение, и заглубляюн
шпунт ниже дна котлована J
По условиям располо-1
жени я в водоносном слое!
шпунтовая стенка может не]
перекрывать (рис. 4.10,a)J
или перекрывать (рис.!
4.10,6) этот слой. В первом
случае вода может посту-
пать в котлован в основном
через дно. Во втором слу-
чае она может проникать
только через неплотности
шпунтовой стенки. Вторая
схема более желательна,
так как при ней упрощает-
ся водоотлив. Но приме-
нять ее целесообразно тогда, когда водоупор залегает на глубине,
которая может быть достигнута шпунтом. Если водоупор залегает на
большой глубине, то используют первую схему.
Заглублять шпунт ниже дна котлована необходимо не только по
условиям его гидравлической работы, но и для обеспечения устойчи-
вости шпунта.
Я
Рис. 4.10. Различные случаи устройства шпунтовых ограждений котлованов:
/ — шпунт; 2 — обвязка; 3 — распорка; 4 — анкерная тяга; 5 — анкерная свая
Шпунтовые ограждения можно устраивать свободно стоящими,
с распорками или анкерами (рис. 4.10). Устройство шпунтового креп-
ления по схеме б дает возможность уменьшить длину шпунта. По роду
материала шпунта различают шпунтовые стенки деревянные, метал-
лические и железобетонные.
82
Деревянные шпунтовые стенки устраивают обычно при глубине
котлована не больше 4—5 м, так как длина досок и брусьев, идущих
на изготовление шпунтин, ограничена 6,5—8,5 м. Такой вид огражде-
7//////////УМ
Рис. 4.П. Типы сечений деревянного шпунта
ния применяют в грунтах, обладающих невысокой прочностью при
отсутствии в них камней, затонувших деревьев и т. п. Очень трудно
погрузить деревянный шпунт в гравелистые и галечниковые грунты,
а также глинистые твердой консистенции. Недостатком деревянного
Рис. 4.12. Пакет из двух шпунтин:
а — вид сбоку; б - деталь заострения; в — деталь головы пакета
шпунта является также затруднительность его многократного исполь-
зования.
Шпунт с треугольным гребнем обеспечивает меньшую плотность
соединения, чем шпунт с прямоугольным гребнем (рис. 4.11). Для
83
создания большей водонепроницаемости и ускорения работ ши
следует забивать пакетами из 2—5 свай, сплоченных плотно ск
через 1—1,5 м (рис. 4.12).
Вверху пакета устанавливают бугель, который предохраняет гол<
шпунтовой сваи от повреждения при забивке.
Нижняя часть шпунта заострена для облегчения его погружен»
Со стороны гребня делают скос, вследствие чего забиваемая свая плот!
прижимается к ранее погруженной.
При устройстве шпунтового ограждения вначале по перимет]
котлована забивают маячные сваи. Затем устанавливают направля)
щие схватки, расставленные на толщину шпунта. Расстояние меж,
схватками фиксируют временными прокладками, которые убирают пЯ
мере забивки шпунта, а болты устанавливают на ранее забитой сваИ
(см. рис. 4.9). Забивают шпунт гребнем вперед, так как при забивкЯ
пазом вперед в него ^попадает грунт, который может вызватм
отклонение забиваемой сваи и неплотность ее соединения с ранедД
забитой. Я
Металлический шпунт применяют для ограждения глубоких котло-Я
ванов (обычно при глубине более 5 м), а также в трудно проходимых®
грунтах и при меньшей глубине котлована, когда погрузить деревян-®
ный шпунт невозможно. Благодаря малой толщине стенок и высокой®
прочности стальной шпунт можно погружать на некоторую глубину®
даже в мягкие скальные грунты. Металлический шпунт, применяемый ®
для ограждения котлованов, используется многократно. I
Соединения металлических шпунтин обеспечивают его меньшую
водопроницаемость по сравнению с деревянным. Замки плоского метал- 1
лического шпунта способны выдерживать значительные растягивающие I
усилия. Расчетное сопротивление на разрыв принимают равным I
19,6 кН/см (2 тс/см). I
Из металлического шпунта можно устраивать ограждения, имею- 1
щие криволинейные очертания в плане, так как соединения позволяют 1
взаимно поворачивать шпунтовые сваи до 10°. Металлическую шпун- 1
товую стенку крепят с помощью распорок или анкеров. I
Погружают металлический шпунт, с целью сохранения его проект- 1
ного положения, в направляющих. Последние выполняют в виде пар- 1
ных схваток, прикрепленных к маячным сваям, забитым по обе стороны *1
от шпунтового ограждения. 1
Для устройства криволинейных ограждений применяют направляю- 1
щие шаблоны. Погружать металлический шпунт можно методом забив- I
ки. Особенно целесообразно для погружения и извлечения металличес- 1
кого шпунта применять вибропогружатели. При образовании в про- 1
цессе погружения «веерности» ее исправляют с помощью специальной 1
клиновидной шпунтовой сваи, изготовляемой из частей разрезан- 1
ных нормальных шпунтин путем их сварки или соединения 1
на заклепках. Металлический шпунт можно погружать пакетами из 1
2—3 свай. ]
Технические характеристики стального шпунта, изготовляемого 1
в нашей стране, приведены в табл. 4.2, а профили шпунта изображены
на рис. 4.13.
Таблица 4.2
Профиль шпунта Плоский Условное обозначение профиля ШП-1 ШП-2 Площадь сечения, см1 82 39 Масса 1 м, кг 63,9 30 Момент инерции, см4 332 961 80 482 Момент сопротив- ления, см* 73 188,5 28 136
ШК-1 64 49,9 730 2992 114 402
Корытный ШК-2 74 57,8 2243 10420 260 843
цщ-з 78 60,9 7600 630
Зетовый ШД-5 119 92,8 20100 1256
Л1У 94,3 74 4640 39600 405 2200
Типа «Ларсен» ЛУ 127,6 100 6243 50943 461 2962
и сопротив-
Примечание. В знаменателях приведены моменты инерции
ления 1 м стенки при учете совместной работы шпунтовых свай на изгиб.
Остальные характеристики даны для одной шпунтовой сваи.
Железобетонный шпунт для ограждения временных котлованов
используют редко. Его применяют обычно в тех случаях, когда он
будет служить составной частью постоянного сооружения.
Недостатками железобетонных шпунтов являются их большая
масса, значительные размеры поперечного сечения, что затрудняет
погружение их в тяжелые грунты по сравнению с металличе-
скими.
Расчет шпунтового крепления. Расчет шпунтовой стенки ведут для
участка в плане длиной 1 м. При расчете в пределах высоты стенки
над горизонтом вод учитывают боковое давление грунта. Ниже уровня
вод в водопроницаемых грунтах на стенку действуют давление воды
и грунта во взвешенном состоянии; последнее определяют с учетом
неполной объемной массы грунта ув, вычисляемой по выражениям
(2.9).
Углы трения ф0 грунта о стенку для деревянного и плоского метал-
лического шпунта принимают в пределах от 0 до 1/3 ф, а для металли-
ческих шпунтов остальных профилей — от 1/3 ф до 1/2 ф, поскольку
эти шпунты имеют развитую поверхность трения о грунт.
Шпунтовая стенка работает в условиях плоской задачи.
Коэффициент условий работы для временных стенок принимают
т = 0,7—0,8.
84
85
Расчет свободно стоящей шпунтовой стеИ
к и. Такие стенки устраивают лишь при небольшой глубине котя
вана, когда по условиям ведения работ нежелательно стеснять ej
распорками.
По сравнению со стенками, имеющими распорки или анкеры, ся
бодно стоящая стенка менее экономична, так как размеры поперечно!
сечения шпунта и глубина его погружения в грунт получаются наибол!
шими.
Рис. 4.13. Профили металлического шпунта
Расчет стенки в однородном водопроницаемом грунте можно про-
вести по схеме, показанной на рис. 4.14. Эта схема отличается от
схемы на рис. 4.7 в видом эпюры активного давления грунта и допол-
нительной эпюрой давления воды. Эпюра давления грунта имеет точку
перелома на уровне горизонта вод, обусловленную учетом ув ниже
этого уровня. Прямоугольная часть эпюры гидростатического давления
получается как результат суммирования давления воды с наружной
и внутренней стороны стенки ниже дна котлована.
В рассмотренных расчетных схемах для стоек и шпунта учиты-
вается только одна из характеристик прочности грунта на сдвиг —
угол внутреннего трения <р. Такое положение справедливо для несвяз-
ных грунтов и его можно принять для грунтов с небольшим сцепле-
86
кием (водонасыщенные супеси, суглинки с коэффициентом консистен-
ции больше 0,5 и др.). Неучет сцепления подобных грунтов идет в запас
прочности.
Несущим слоем для фундамента нередко служит твердая или полу-
твердая глина, в которую заглубляется нижняя часть стоек или шпунта.
Подобный грунт обладает небольшим <р, но имеет значительное сцеп-
ление С.
Неучет сцепления в подобных грунтах приводит к неоправданно
большому заглублению стойки или шпунта ниже дна котлована из-за
малой величины <р, от которой зависят %а и %п. Поэтому при определении
давления таких грунтов на стойку или шпунт необходимо учитывать
влияние сцепления. Как известно
из механики грунтов, сцепление
снижает активное давление грунта
на величину 2 и повышает
пассивное сопротивление грунта
на 2
На рис. 4.15 показаны расчет-
ные схемы свободно стоящего шпун-
та, когда выше дна котлована
залегает несвязный грунт с рас-
четными характеристиками <рт
в пределах и ув2, <р2 в преде-
лах Я2, а ниже дна котлована —
твердая глина с расчетными ха-
рактеристиками С3, фз и у3. По-
скольку глина является водоупо-
ром, ее объемную массу при опре-
делении давления грунта нужно
Рис. 4.14. Расчетная схема свободно
стоящей шпунтовой стенки с учетом
давления воды в несвязном однород*
ном грунте
учитывать полностью.
Расчет шпунта при наличии в основании связного водонепрони-
цаемого грунта, как это изображено на рис. 4.15, выполняют по двум
расчетным схемам. По первой схеме ниже кровли связного грунта
с наружной стороны ограждения учитывают активное давление грунта
(рис. 4.15,а —силы Тв и Т7). Давление воды на кровле водоупора
рассматривают как вертикальную нагрузку интенсивностью gA0ff2.
Ниже кровли водоупора непосредственно боковое давление воды на
стенку по этой схеме не передается.
По второй схеме при расчете стенки учитывают возможность обра-
зования промежутка (зазора) между грунтом и стенкой ниже кровли
водоупора в результате перемещения стенки в сторону котлована.
Расчетная схема для этого случая отличается от первой схемы учетом
полного одностороннего давления воды на стенку ниже кровли водо-
упора на глубину образования зазора hn (рис. 4.15,6 —силы Те и Т'ч).
Активное давление грунта водоупора по этой схеме в пределах всей
глубины h (силы Тв и Т7) не учитывают.
Возможность образования вертикального промежутка между грун-
том водоупора и стенкой зависит от способности грунта в процессе
87
деформирования стенки сохранять устойчивое вертикальное положе
в пределах промежутка под действием нагрузок от веса вышележап
слоев грунта и воды. Приближенно принимают hn = (О,5-ьО,6)Я.
Для определения h в соответствии с данными рис. 4.14 и 4.15бер
сумму моментов всех сил относительно точки поворота d. В результа
получают кубическое уравнение, из которого определяют ht а затч
полную глубину забивки h' — \t2h.
Сечение шпунта определяют по максимальному изгибающему м
менту и расчетному сопротивлению материала шпунта на изгиб. Пол
Рис. 4.15. Расчетные схемы свободно стоящей шпунтовой стенки
при заглублении шпунта ниже дна котлована в связный грунт,
являющийся водоупором
t
жение опасного сечения находят из условия равенства нулю попереч-
ной силы в этом сечении.
Расчет шпунтовой стенки с одним ярусом
распорок или анкеров. Такой расчет можно выполнить
исходя из схемы свободного опирания нижнего конца стенки на грунт,
без учета его защемления в грунте. По этому расчету глубина забивки
шпунта в грунт получается наименьшей. Но вместе с тем возрастают
изгибающие моменты в стенке и усилия в анкерах или распорках.
При учете защемления нижнего конца стенки в грунте увеличивается
глубина погружения шпунта, но моменты в стенке и усилия в распор-
ках получаются меньшими по сравнению со схемой свободного опира-
ния. Методы расчета, учитывающие защемление конца стенки в грунте
(например, метод упругой линии), рассматривают в курсах гидротех-
нических сооружений и специальных работах.
При расчете по схеме свободного опирания конца стенки полную
глубину забивки шпунта в грунт h ниже дна котлована определяют
из условия равенства нулю суммы моментов всех сил относительно
38
Рис. 4.16. Схемы расчета шпунтовой стенки
с распоркой на прочность:
а — схема нагрузок; б — эпюра моментов
точки вращения 0» расположенной на уровне распорок или анкеров,
как и для схемы на рис. 4.8.
Эпюры давления грунта и воды строятся так же, как и для свобод-
ной стенки (рис. 4.14 и 4.15). Но в рассматриваемом случае не учиты-
вают силу ₽п.
В пределах слоя связного водонепроницаемого грунта в основании
следует рассматривать две расчетные схемы нагрузок на стенку: первую
с учетом активного давления грунта (рис. 4.15,я) и вторую —с учетом
только гидростатического давления (рис. 4.15,6), как и для случая
свободной стенки.
Изгибающие моменты в стенке и усилия в анкерах или распорках
определяют в предположении шарнирного опирания стенки в грунте
на некоторой глубине Со от
дна котлована. Стенку рас-
сматривают как балку на двух
опорах, нагруженную актив-
ным давлением грунта и воды
выше уровня условной опо-
ры (рис. 4.16). Пассивное
давление грунта и давление
воды с внутренней стороны
стенки ниже дна котлована
в пределах участка высотой Со
обычно не учитывают. Глу-
бину расположения условной
опоры приближенно прини-
мают Со — 0,5 h.
Погонную опорную реак-
цию А на стенку определяют
из условия равенства нулю
суммы моментов всех сил относительно нижней опоры балки (рис. 4.16).
Положение сечения с максимальным изгибающим моментом в стенке
определяют из условия равенства нулю поперечной силы в этом
сечении.
Расчет шпунтовых стенок с несколькими
ярусами распорок. Установка дополнительных ярусов рас-
порок позволяет уменьшить сечение шпунта и глубину его забивки
ниже дна котлована, но дополнительно стесняет котлован.
Для расчета стенки можно использовать метод, рассмотренный
выше. Глубину забивки шпунта ниже дна котлована h определяют из
равенства нулю суммы моментов сил активного и пассивного давления
грунта и давления воды относительно точки О, лежащей на уровне
последней распорки, где стенка предполагается условно разрезанной
(рис. 4.17,а). Последнее допущение используют в запас устойчивости.
Изгибающие моменты в стенке определяют как в неразрезной балке,
нагруженной давлением грунта и воды (рис. 4.17,6). Усилия в распор-
ках находятся через опорные реакции такой балки. Положение крайней
опоры балки ниже дна котлована принимают, как и для схемы, показан-
ной на рис. 4.16.
89
насчет распорок и анкерных устройств. I
расчетах по схемам на рис. 4.16 и 4.17 получают значения опор:
реакций на 1 м стенки в плане. Если расстояние между распорка
или анкерами в этом направлении llt то усилие, действующее на pi
порку или анкер, будет равно
Гр=/Л (4.1
где А —погонная опорная реакция (рис. 4.16 и 4.17).
Распорки рассчитывают на сжатие с учетом продольного изги(
Анкерные тяги изготовляют обычно из стали. Их сечение определи:
расчетом на растяжение силой Тр.
Усилия от анкерных тяг воспринимаются анкерными сваями, анке:
Для
временных сооружени;
ными стенками или анкерными плитами.
Рис. 4.17. Расчетные схемы для шпунтовых
стенок с несколькими ярусами распорок
пределенную нагрузку А. В распорном
чаще всего применяют ан
керные сваи и стенки, рас
полагая тяги у поверхно
сти грунта. Рассчитывая
анкерную сваю в этом слу*
чае можно приближенно:
по выражениям (4.7) и (4.12)
исходя из схемы на рис.
4.7,6 и принимая С — 0.
Усилия на распорки
или анкеры обычно пере*
даются через горизонталь-
ную обвязку, устраивае-
мую с внутренней стороны
стенки. Обвязку рассчиты-
вают как неразрезную бал-
ку с пролетами li на рас-
креплении обвязку и рас-
порки чаще всего объединяют в распорную раму, которую рассчи-
тывают методами строительной механики на равномерно распределен-
ную нагрузку интенсивностью А, действующую по внешнему контуру
рамы.
Если распорки расположены в нескольких ярусах, необходимо
учитывать возможность перераспределения бокового давления грунта
на стенку в пределах глубины котлована. Опыты показывают, что
наибольшее давление грунта может возникнуть в средней части стенки.
Поэтому сечение распорок в этой части следует принимать не меньшим,
чем у самой нагруженной нижней распорки, усилие в которой опре-
деляют с учетом треугольной теоретической эпюры давлений грунта,
показанной на рис. 4.17.
Следует отметить, что наибольшее число аварий шпунтовых стенок
на практике возникало из-за недостаточной прочности распорок или
анкерных устройств.
Пример 4.2. Требуется рассчитать свободно стоящее металличе-
ское шпунтовое крепление стен котлована глубиной 3 м, ниже дна
которого залегает твердая глина, являющаяся водоупором. Схема
90
грунтовой колонки и расчетные характеристики грунтов приведены
на рис. 4.18. На поверхности грунта приложена распределенная
нагрузка 9,8 кН/ма.
При расчете будем исходить из схем, изображенных на рис. 4.15.
Определяем коэффициенты активного и пассивного давлений грунта
по рис. 4.6 послойно сверху вниз, принимая угол трения грунтов о
стенку равным половине расчетного угла внутреннего трения. В ре-
зультате получим: Ха1 =
— 0,29, — 0,31, А>дз =
0,54, А»пз = 1,90, "]/"%аз 35
= 0,735, /^=1,38.
Вначале рассчитаем кре-
пление по первой схеме
с учетом активного давле-
ния глины. Строим расчет-
ные эпюры давлений грун-
та на стенку.
Давление грунта на
стенку на уровне поверх-
ности будет равно
Рис. 4.18. Схемы к примеру 4.2 расчета сво-
бодно стоящей шпунтовой стенки
Р! = 9,8 • 0,29 = 2,84 кПа.
На уровне горизонта вод с учетом характеристик первого слоя
песка давление составит
р2 == 2,84 -Ь 9,8 -1,7 • 0,5 • 0,29 = 5,27 кПа.
То же, на этом же уровне с учетом характеристик второго слоя:
^=(9,8 + 9,8 1,7 0,5)0,31 =5,63 кПа.
Давление песка на уровне дна котлована
р3 = 5,63 + 9,8 • 1 • 2,5 -0,31 = 13,25 кПа.
На том же уровне давление воды
р4 = 9,8-2,5 = 24,5 кПа.
Далее определяем давление глины на уровне дна котлована с наруж-
ной стороны. Составляющая активного давления глины за счет трения
будет равна
pi = 93 [1 +1,7 • 0,5 + (1 + 1) 2,5] 0,54 = 36,3 кПа.
Составляющая давления за счет сцепления
р'8 =—2 • 29,5 • 0,735 =—43,4 кПа.
Активное давление глины с наружной стороны стенки на глубине h
pt = 36,3 - 43,4 + 9,8 * 2,1 • 0,54ft = 11,12А - 7,1.
91
Давление глины на уровне дна котлована с внутренней стор
р7 = 2-29,5• 0,7 • 1,38 =57,0 кПа.
Дополнительное давление глины с внутренней стороны на глуби
рв = 9,8-2,10,7.1,9А = 27,4А.
Эпюры давлений построены на рис. 4.18.
Для определения расстояния h от дна котлована до точки вращен
d приравняем сумму моментов всех сил относительно этой точки нул
2,84
0,5 (h+2,75) + 2,43 • 0,5 • 0,5 (h + 2,67) + 5,63 • 2,5 (h +1,25) +
+ 0,5 • 7,62 • 2,5 (h + 0,83) + 0,5 - 24,5 • 2,5 (h+0,83) +
+ 0,167 -11,12h3 - 0,5 • 7,1 A2 - 0,5 • 57,Oh2 - 0,167-27,4A3 =
= 56,53 + 56,25/z +1,86A3 - 3,55A2 - 28.50A2 - 4,57A3 = 0.
Окончательно получим
A34-11,80A2-—20,72A —20,85 = 0, откуда h = 2,18 m.
Затем определим глубину забивки по второй расчетной схеме
приняв вместо активного давления глины гидростатическое давлений
на глубину 0,5А от дна котлована. Давление воды на этой глуби»
будет равно
р9 = 24,5 + 9,8 • 0,5А = 24,5 + 4.9А.
Приравняем нулю сумму моментов всех сил относительно точки d.
Выражение для суммы моментов будет отличаться от аналогичного
выражения для первой схемы только двумя членами, учитывающими
давление воды ниже дна котлована:
56,53 + 56,25А + 24,5 - 0,75А2 + 4,9 - 0,5 • 0,5 • 0.667А3 -
-28,5А2-4,57А3 = 0.
После преобразований получим
А34-5,15А2—15А — 15,1 =0, откуда А = 2,66 м.
Величина h по второй схеме получилась на 0,48 м больше, чем по
первой. Вторая схема в данном примере оказалась невыгодной.
Определим далее полную глубину забивки шпунта ниже дна котло-
вана:
А' = 1,2А= 1,2-2,66 = 3,19 мя^3,2 м.
Для определения координаты г* (см. рис. 4.18) сечения с максималь-
ным моментом приравняем сумму всех сил по второй схеме выше сече-
ния нулю. После преобразований получим
zi4-3,7zM —6,4 = 0.
Решив это уравнение, получим гм = 1,29 м. Максимальный момент
в шпунте в сечении с z* = 1,29 м будет равен:'
Ммакс« 56,53 + 56,25 -1,29 + 24,5 -0,5-1,292 + 9,8 - 0,167 -1,29s -
- 28,5 • 1,292 - 4,57 -1,293 = 95,75 кН ♦ м.
92
Требуемый момент сопротивления стенки составит
jp 9 575 000 404 g 3
20 600 •
Принимаем по табл. 4.2 шпунт ШК-2, у которого W = 843 см3.
Пример 4.3. Рассчитать металлическое шпунтовое крепление для
ограждения котлована глубиной 4,5 м (рис. 4.19).
Учитывая значительную глубину котлована и высоко расположен-
иый горизонт грунтовых вод, схему шпунтовой стенки примем с одним
ярусом анкеров. Поскольку шпунтовая стенка временная, анкерные
тяги из условий удобства вы-
полнения работ расположим не-
посредственно у поверхности
грунта.
Построим эпюры давления
грунта и воды на стенку
(рис. 4.19). Для верхнего слоя
мелкозернистого песка по рис.
4.6 определяем при ф = 30° и
(ро — 15° Ха = 0,29, а для ниж-
него слоя среднезернистого пес-
ка при <р = 33° и фо = 16,5° Ха —
= 0,26, Хп = 5,82.
Удельное давление грунта
на уровне горизонта грунтовых
вод
А4 7,5кН
0,60
1,7 • 9,8 • 1,5 • 0,29 = 7,3 кПа.
J|
Рис. 4.19. Схемы к примеру 4.3 расчета
шпунтовой стенки с одним ярусом анке-
ров
7,5
2SA
-150
456
Давление мелкозернистого песка на уровне дна котлована
рв«Р14-£?в#^а = 7,34-9,8-3-0,29 = 15,8 кПа.
На этом же уровне давление среднезернистого песка
Рз=g (уЛ + V#i) = 9,8 (1 - 3 4-1,7 -1,5) 0,26 =14,1 кПа.
Давление воды на уровне дна котлована будет равно
р4 — — 9,8 • 3 = 29,4 кПа.
Определим давление грунта ниже дна котлована с внутренней
стороны шпунтовой стенки с учетом коэффициента бокового давления,
равного (тХп —Ха). Примем коэффициент условий работы т = 0,7.
Давление на глубине h с внутренней стороны стенки будет
ph=gyB6 - М = 9,8 -1 h (0,7 • 5,82 - 0,26) = 37,386.
С наружной стороны ниже дна котлована учитываем постоянное
давление интенсивностью
Рз4~ р4= 14,1 4-29,4 = 43,5 кПа.
9.3
Определим глубину забивки шпунта h ниже дна котлована, дИ
чего возьмем сумму моментов всех сил, действующих на стенку, отнЯ
сительно точки О на уровне анкера (рис. 4.19) и приравняем ее нуля
Эпюры давлений грунта и воды разобьем на прямоугольные и тД
угольные участки. Силы, определенные как площади участков, будЯ
считать приложенными в центрах тяжести участков: ।
£ Мо = 0,5 • 7,3 •1,5-1 4-7,3* 3-34-0,5-37,9« 3-3,54- 1
4- 43,5й (4,5 + 0,5ft) - 0,5 • 37,38ft2 (4,5 +1 0. |
После преобразований получим уравнение 1
ft8 4-5,Ой2—15,71й —21,62 = 0. I
»I
Решив это уравнение, получим глубину забивки стенки ниже дна
котлована h = 2,9 м.
Далее определим погонную опорную реакцию А на уровне анкерной
тяги, исходя из схемы на рис. 4.16,6. Условная опора будет располо-j
жена ниже котлована на Со — 0,5h — 0,5 *2,9 = 1,45 м.
Подсчитаем сумму моментов всех сил относительно этой опоры,
учитывая давление воды и активное давление грунта до ее уровня:
А • 5,95 - 5,5 • 4,95 - 21,9 • 2,95 - 12,75 * 2,45 - 20,4 • 0,72 -
- 2,66 • 0,48 - 0,5 • 9,8 • 4,452 • 1,48 = 0.
Отсюда А = 47,5 кН.
Определим положение сечения с нулевой поперечной силой отно-
сительно поверхности грунта из уравнения
47,5 — 5,5 — 7,3 (а — 1,5) - (z — 1,5)2 = 0,
откуда гм = 3,56 м.
Максимальный изгибающий момент в стенке составит
Ломакс = 47,5 • 3,56 - 5,5 • 2,56 - 7,3 -2,06-1,03 -
-6,31-2,Об2-0,68 =121 кН-м.
Требуемый момент сопротивления 1 м шпунта будет равен
W 12100 000 gg? з
20 600 •
По табл. 4.2 принимаем шпунт ШК-2 с ближайшим большим момен-
том сопротивления Wx = 843 см3.
Усилие в анкерной тяге по рис. 4.19 при шаге анкеров 1,6 м
7^= 1,6-47,5 = 76 кН.
Площадь сечения нетто металлического анкера составит
_ Тр 76000 _ а
20 600 ~ 3,69 см •
Принимаем тягу d = 27 мм с учетом ослабления резьбой; /н =
= 4,24 см2. Усилие от анкерных тяг передаем на анкерную стенку,
которую устроим из того же шпунта ШК-2.
Для определения глубины забивки анкерной стенки возьмем сумму
моментов сил относительно точки d в соответствии с расчетной схемой
на рис. 4.7,6 при С = 0 и
/и 0,7. После преобразо-
ваний получим уравнение
/13 + 4,16Ла - 18.48Л +
4-4,86 = 0,
откуда h = 2,48 м.
Полная глубина забивки
составит hr — 1,2-2,48 =
- 2,98 м. Принимаем h' =
3 м.
Прочность сечения анкер-
ной стенки будет обеспечена,
так как она запроектирована
из того же профиля, что и
основная. Конструкция креп-
ления показана на рис. 4.20.
Для этой же стенки был
сделан расчет методом, учи-
тывающим защемление ниж-
него конца в грунте. Учет
защемления дал увеличение
глубины забивки шпунта
ниже дна котлована до 4,6 м,
Рис. 4.20. Пример конструкции металличес-
кого шпунтового ограждения
но зато позволил использо-
вать более легкий профиль ШК-1 и снизить погонную реакцию на
анкеры А до 29,1 кН против 47,5 кН.
§ 11. ОСУШЕНИЕ КОТЛОВАНОВ
Если котлован разрабатывается ниже уровня грунтовых вод, то его
необходимо осушить на перидд производства работ. Осушать котлованы
можно различными методами в зависимости от свойств грунтов, их
коэффициентов фильтрации, глубины котлованов относительно уровня
грунтовых вод и производственных условий.
Работы по осушению можно не выполнять при разработке котлована
в нетрещиноватых устойчивых глинах твердой и полутвердой консис-
тенции с коэффициентами фильтрации /?ф <. Ю^7 см/с. В ряде случаев
водоотлива не производят и в сильно фильтрующих несвязных грун-
тах; при этом работы по возведению фундамента выполняют методом
подводного бетонирования. Этот метод будет рассмотрен ниже.
В практике применяют следующие основные методы осушения
котлованов: открытый водоотлив, глубинный (искусственное пониже-
ние уровня грунтовых вод), глубинный водоотлив с вакуумированием,
электроосушение грунта.
Открытый водоотлив. Водоотлив, осуществляемый непосредственно
из котлована, называют открытым (рис. 4.21). Для водоотлива приме-
95
няют насосы, пригодные для откачивания загрязненной воды с п
месью грунтовых частиц. Технические характеристики наиболее п
меняемых центробежных насосов для водоотлива приведены в табл. 4
Практическая высота всасывания насоса не превышает 5—6
В тех случаях, когда необходимо понизить уровень грунтовых t
Рис. 4.21. Схема открытого водоотлива:
/ — насос; 2 — всасывающий шланг; 3 — зумпф; 4 — канавки; 5 — шпунт;
6 — доски, забитые вертикально; 7 — металлическая сетка; 8 — обвязка;
9 — фильтрующая отсыпка из песка и гравия слоем 15—20 см
на большую глубину, насос устанавливают внутри котлована на
специальной площадке.
Работы по водоотливу можно разбить на две стадии. В первой стадии
начального осушения уровень воды в котловане постепенно понижается
на требуемую глубину. Во второй стадии работ поддерживают пони-
женный уровень грунтовых вод на заданной глубине на период кладки
фундамента и в течение времени, необходимого для схватывания бетона
или раствора кладки.
96
Таблица 4.3
Показатели Тип насоса
С-666 С-665 С-374
Производительность, м3/ч 120 120 24
Высота всасывания, м 6 6 6
Высота подъема, м 20 20 9
Диаметры всасывающего и нагнета- 120 100 51
тельного рукавов, мм
Двигатель:
тип АО-52-2 УД-2 АО-32-4
мощность, кВт 7 6 1
Габариты мм:
длина 1240 1240 700
ширина 600 600 400
высота 1050 1010 730
Водоотлив должен несколько опережать земляные работы с тем,
чтобы дно котлована оставалось сухим, в особенности на последнем
этапе земляных работ, когда глубина котлована приближается к про-
ектной. В противном случае дно котлована, сложенного мелкозернис-
тыми и пылеватыми песками и супесями, может разрыхлиться фильт-
рующей водой. Слой воды над глинистыми грунтами и направленная
вверх фильтрация могут привести к разжижению грунтов и дополни-
тельному их набуханию. Из глинистых грунтов особенно сильно при
этом разрушаются ленточные глины и пылеватые суглинки.
Неправильная организация работ по открытому водоотливу, при
котором не обеспечивается надлежащая сохранность грунтов дна котло-
вана, является одной из основных производственных причин аварийного
состояния инженерных сооружений. Поэтому работы по открытому
водоотливу нужно вести особенно тщательно и с откачкой воды из
приямков-зумпфов. По достижении проектных отметок дна котлована
стенки зумпфов нужно ограждать. Вокруг стен приямков и на их дне
устраивают дренирующую обсыпку из крупнозернистого песка или
гравия, что препятствует выносу грунтовых частиц.
В мелкозернистых грунтах для предупреждения вымывания под-
вижных пылеватых частиц иногда устраивают дренирующую обсыпку
вокруг приямков и на их дне по принципу обратного фильтра из не-
скольких слоев дренирующего грунта, укладывая более крупные час-
тицы ближе к стенкам.
Уровень воды в приямке нужно все время поддерживать не менее
чем на 0,2—0,5 м ниже дна котлована. Подтопление котлована может
вызвать разрушение грунта его дна и свежеуложенной кладки. Поэ-
тому после достижения проектных отметок откачивать воду надо
непрерывно или с интервалами, исключающими подтопление котло-
вана.
В приямки вода стекает по канавкам глубиной 0,3—0,5 м, которые
устраивают обычно по периметру котлована с уклоном в сторону
приямков i — 0,01—0,02. Канавки нужно размещать на достаточном
расстоянии от краев фундаментов, чтобы не нарушить грунт под подош-
4 Костернн Э. В.
97
вой фундамента. Поэтому размеры котлована в плане устанавливают
с учетом места для устройства канавок. 1
В неустойчивых грунтах стенки канавок могут оплывать. Чтоби
уменьшить разрушение стенок, следует применять простейшие креплм
ния из досок с зазорами. Вместо открытых канавок иногда устраивают
временные дренажи из фильтрующего грунта, по которым вода стекаем
в приямок. В сильно оплывающих грунтах для временного дренажа
применяют горизонтальные трубчатые дрены с обсыпкой их фильтрую!
щим материалом по принципу обратного фильтра.
При небольших размерах котлована в плане и хорошо фильтрую-
щих крупнозернистых грунтах основания канавки можно не устраи-
вать, а воду откачивать из приямков.
Число приямков определяется размерами котлована в плане, при-
током воды в котлован, наличием и мощностью насосного оборудования.
Открытый водоотлив, являющий-
ся простым и дешевым способом
водопонижения, имеет рассмотрен-
ные выше недостатки. В случае
значительного напора грунтовых
вод даже при правильном производ-
стве работ не всегда удается предо-
хранить от разрушения основание,
сложенное супесями, мелкими и
пылеватыми песками. В таких грун-
тах применять открытый водоотлив
не рекомендуется. При открытом
Рис. 4.22. Схема к расчету дна кот- водоотливе дно котлована может
лована на выпучивание Грунта ВСПуЧИТЬСЯ ОТ ГИДрОСТаТИЧеСКОГО ДЭ-
вления, действующего на подошву
непроницаемого пласта грунта, расположенного ниже дна кот-
лована.
Вспучивания дна котлована не произойдет, если будет обеспечено
условие (рис. 4.22)
A0#w<A- (4.20)
Приняв Ао =* 1 т/м3 и у = 2 т/м3, получим Hw < 2/ix.
Для определения потребной мощности насосов, выбора их коли-
чества и типа необходимо знать приток воды в котлован. Наиболее
точно приток воды можно установить методом пробных откачек.
При устройстве шпунтового ограждения по схеме, приведенной
на рис. 4.21, когда низ шпунта не доходит до водоупора, объем воды,
поступающей через дно котлована, приближенно можно определить
по формуле, полученной в теории фильтрации:
Qw ~ (4*21)
где и —периметр котлована в плане; Sw —понижение уровня воды;
—коэффициент фильтрации грунта; qw —удельный приведенный
расход воды, принимаемый по табл. 4.4 в зависимости от величин
Sw, h и Hw.
98
Таблица 4.4
5 о»
0,10 0,20 030 0,40 ОДО 0,60 0,70 0,80 0,90 0.95
5ц. + h
1,00 1,39 1,13 0,98 0,88 0,78 0,70 0,61 0,52 0,42 0,36
0,75 1,20 0,95 0,81 0,70 0,61 0,53 0,46 0,39 0,30 0,23
0,50 1,12 0,89 0,74 0,64 0,56 0,48 0,41 0,34 0,27 0,22
0,25 1,08 0,84 0,70 0,60 0,52 0,45 0,39 0,32 0,25 0,21
0,00 1,02 0,80 0,67 0,58 0,50 0,42 0,38 0,31 0,24 0,20
Анализ формулы (4.21) с учетом данных табл. 4.4 показывает, что
с увеличением глубины h приток воды в котлован уменьшается. Увели-
чение h уменьшает также гидродинамическое давление на частицы
грунта у дна котлована, так как при этом уменьшается гидравлический
градиент вследствие удлинения пути фильтрации. В результате
уменьшается опасность разрыхления дна котлована фильтрующейся
водой.
После определения притока воды в котлован можно вычислить
потребную производительность насосов, выбрать их типы и коли-
чество (табл. 4.3):
= (4.22)
где —коэффициент запаса, равный 1,5 -ь 2,0.
Чтобы не допустить затопления котлована во время работ, преду-
сматривают резервное насосное оборудование. Для безаварийной
работы устанавливают не менее двух насосов.
Глубинный водоотлив. При глубинном водоотливе по периметру
котлована на определенном расстоянии друг от друга делают сква-
жины, из которых откачивают воду. В результате уровень грунтовых
вод понижается, что позволяет отрыть котлован насухо (рис. 4.23).
Применение метода глубинного водопонижения исключает возмож-
ность нарушения грунтов основания и откосов котлована, причем
грунт основания даже уплотняется. Уплотнение его происходит вслед-
ствие устранения взвешивающего действия воды. Кроме того, грунт
уплотняется от сил капиллярного натяжения и под действием гидро-
динамического давления фильтрующейся воды, которое направлено
вниз и в стороны от котлована, т. е. в направлении, обратном тому,
которое возникает при открытом водоотливе.
Для глубинного водопонижения применяют два основных вида
устройств: иглофильтровые установки и фильтрационные колодцы
с глубинными насосами. В практике дорожного и мостового строитель-
ства обычно применяют иглофильтровые установки двух видов: легкие
и эжекторные иглофильтры.
Легкие иглофильтровые установки представляют собой комплект-
ное оборудование, состоящее из иглофильтров, насосов, всасывающего
коллектора и деталей всасывающих коммуникаций (рис. 4.24).
4*
99
Иглофильтр системы ЛИУ состоит из фильтрового звена диаметро!
50 мм, длиной 1 —1,25 м и колонны надфильтровых труб диаметро!
38 мм. Иглофильтры имеют длину до 8,5 м. Иглофильтр погружаете!
в грунт за счет собственного веса с помощью нагнетаемой через нег<
струи воды, которая размывает грунт под наконечником.
При работе установки грунтовая вода через фильтрационну1
сетку и отверстия в наружной трубе фильтрового звена поступав
Рис. 4.23. Схема понижения уровня грунтовых вод легкой иглофильт-
ровой установкой:
1 — иглофильтр; 2 — коллектор; 3 — насосная установка
внутрь иглофильтра, после чего она поднимается по надфильтровым
рубам и поступает во всасывающий коллектор. Коллектор для уста-
новок ЛИУ-3 и ЛИУ-5 собирают из звеньев труб длиной 5,25 м и
диаметром 150 мм, а для установки ЛИУ-2 — из звеньев длиной 2,5 м
I диаметром 108 мм. В комплект насосного агрегата установок ЛИУ-5
(ходят центробежный насос производительностью 140 м®/ч и вакуум-
[асос, смонтированный на одном валу с основным насосом (рис. 4.24).
вакуум-насос предназначен для откачки воздуха из системы и создания
[еобходимого вакуума при вакуумировании грунтов.
00
Насосный агрегат ЛИУ-5 позволяет успешно откачивать газо-
насыщенные грунтовые воды. Насосные агрегаты установок ЛИУ-2
и ЛИУ-3 представляют собой однотипные самовсасывающие вих-
ревые насосы производительностью соответственно 30 и 60 м87ч.
Другими видами игло-
фильтровых установок явля-
ются эжекторные установки
ЭИ-2,5, ЭИ-4 и ЭИ-6, состоя-
щие из эжекторных игло-
фильтров, распределительно-
го трубопровода и центро-
бежных насосов (рис. 4.25).
Кроме установки, изображен-
ной на рис. 4.25, применяют
установки без циркуляцион-
ного резервуара.
Иглофильтр / собирают из
наружных иглофильтровых
труб, фильтрового звена и из
внутренних водоподъемных
труб. Эжекторное устройство
располагают внизу фильтро-
вого звена или над ним.
Эжекторные иглофильтры
откачивают воду с помощью
струи воды, нагнетаемой в
них насосом 5 через распре-
делительный коллектор 3 и па-
трубки 2. Опускаясь по коль-
цевому пространству между
наружной и внутренней тру-
Рис. 4.24. Иглофильтровая установка ЛИУ;
/ — насос установки ЛИУ-5; 2 — вакуум-насос;
3 — упругая муфта; 4 — электромотор; 5 — вса-
сывающий рукав; 6 — звено коллектора; 7 — па-*
трубок для присоединения иглофильтра d» 38 мм;
8 — соединительный шланг; 9 — иглофильтр:
10 — соединительная муфта; 11 — заглушка;
12 — отвод; 13 — выходной патрубок; 14 — мано-
метр; 15 — вакуумметр; 16 и 17 — пробки:
18 — выбросная трубка; 19 — рама
бами иглофильтра, вода по-
ступает в насадку эжектора.
Выходя из насадки с большой
скоростью, вода создает раз-
ряжение, под действием кото-
рого через фильтр всасывается
грунтовая вода. Далее оба
потока воды смешиваются и
поднимаются вверх по внут-
ренней трубе. Из иглофильтра вода поступает в лоток 6, а из него в цир-
куляционный резервуар 4, Из резервуара часть воды засасывается
опять насосом 5, а избыточная вода сбрасывается насосом 7 или отво-
дится самотеком за пределы строительной площадки.
Эжекторные иглофильтры погружаются в грунт также гидравли-
ческим путем. Если вокруг фильтра необходима песчаная обсыпка,
предварительно бурят скважину с применением обсадной трубы диа-
метром не менее 150 мм, в которую и погружают иглофильтр. Пробу-
рить скважину можно и без обсадной трубы гидравлическим путем.
101
Проектирование иглофильтровых установок. Легкие иглофильтро-j
вые установки типа ЛИУ предназначены для понижения уровня грун4
товых вод в грунтах с коэффициентами фильтрации от 0,046 до 0,00239
см/с. При коэффициенте фильтрации k$ > 0,046 см/с более экономия-^
ними могут оказаться трубчатые колодцы большого диаметра. Полез-
ная глубина понижения уровня воды легкими одноярусными игло-'
фильтровыми установками не превышает 4—5 м. При большей глубине
применяют многоярусные установки.
Эжекторные иглофильтры предназначены для водопонижения в
грунтах с небольшими коэффициентами фильтрации (0,006—0,0001см/с),
Но Ьыброс
для глубинного вакуумирования скважин, для откачки газонасыщен-
ных грунтов и водопонижения при близком залегании водоупора от
дна котлована. Эжекторные иглофильтры применяют и при значитель-
ном коэффициенте фильтрации — когда необходимо понизить уровень
грунтовых вод больше чем на 5 м. Одноярусная эжекторная иглофиль-
тровая установка позволяет понижать уровень грунтовых вод на глу-
бину до 20—25 м.
Иглофильтровые установки можно использовать также для устра-
нения или уменьшения давления на водоупорный слой, залегающий
под дном котлована в напорном водоносном горизонте.
Проектирование иглофильтровых установок сводится к определе-
нию общего притока воды к установке, подбору необходимого насосного
оборудования, нахождению числа иглофильтров, глубины их погру-
жения и размещению иглофильтров в плане.
Приток воды к замкнутой иглофильтровой установке с расположе-
нием иглофильтров в плане по прямоугольному контуру при соотно-
шении сторон alb < 5 (см. рис. 4.23) можно определить как для уста-
102
новки, у которой фильтры расположены по кругу с приведенным
радиусом: __
(4-23)
f * V
Круговую иглофильтровую установку можно рассматривать как
совершенный колодец радиусом Aw (рис. 4.26). Согласно закону Дарси
приток
(4.24)
о г dz
где гидравлический градиент I
Площадь фильтрации для цилин-
дрического сечения радиусом х
F = 2nxz.
Подставив I и F в выражение (4.24)
и разделив переменные, получим диф-
ференциальное уравнение
Qw = 2nk$zdz.
Л
Рис. 4.26. Схема к расчету притока
воды к кольцевой установке
При х = Aw z = Hw — Sw'; при х = Rw z — Hw, Проинтегрировав
это уравнение с учетом граничных значений переменных, окончательно
получим
лЛф
Qw ~
(4.25)
По этой формуле можно определять и приток воды к котловану
при открытом водоотливе в случае отсутствия шпунтового ограждения.
При этом а и b в выражении (4.23) обозначают размеры котлована
в плане на уровне его дна.
Значения £ф при отсутствии опытных данных ориентировочно можно
принимать следующие:
кф, см/с
Песок крупный ................. 0,035—0,046 и более
Песок среднезернистый неоднородный ........ 0,035—0,023
Песок мелкозернистый однородный............ 0,023—0,012
Песок пылеватый .......................... 0,012—0,006
Супесь ..................................., . 0,005 и менее
Необходимое понижение уровня воды (см. рис. 4.23) составит:
Sw = Sq-\~&S
W
Запас понижения уровня грунтовых вод под центром дна котлована
ASW принимают от 0,5 до 1,5 м.
Как следует из выражения (4.25), приток воды зависит от радиуса
влияния отсчитываемого от центра установки.
103
Величину радиуса Rw устанавливают в зависимости от расстояния
до границ источников питания водоносного горизонта. Так, при рас-
стоянии линейной границы водоема (реки) от центра котлована £р
величина Rw = 2LP. Если котлован расположен в центре островка
с радиусом Ro, величина Rw = Ro. При значительном удалении границ
зоны питания величину Rw определяют на основе опытных водопонизи-
тельных работ. При отсутствии таких данных ориентировочно Rw
можно определить по формуле
= + (4.26)
где р — коэффициент водоотдачи грунта; I — время осушения.
Значения р приведены ниже.
Песок ц,
Пылеватый . ............................ 0,1—0,15
Мелкий .............................. 0,15—0,20
Средний....................................0,20—0,25
Крупный и гравелистый ................. 0,25—0,35
Принимая из производственных соображений время осушения /,
по формуле (4.26) определяют Rw, а из выражения (4.25) находят
общий приток воды к котловану.
По величине Qw подбирают производительность насосного обору-
дования. При этом необходимо предусматривать определенный резерв.
Количество иглофильтров для осушения котлована принимают
с учетом их пропускной способности и величины перепада h0 между
Рис. 4.27. График для определения пропуск-
ной способности иглофильтров
динамическим уровнем воды
внутри фильтра и уровнем
воды под центром дна котло-
вана (см. рис. 4.23).
Пропускную способность
легкого иглофильтра можно
определить по графику, пока-
занному на рис. 4.27, в за-
висимости от коэффициента
фильтрации k$. Для игло-
фильтров ЭИ-2,5 величины <?ф,
определенные по графику,
увеличивают на 25%, но не
свыше 0,83 дм3/с. В грунтах
с < 0,006—0,012 см/с вокруг иглофильтров устраивают обсыпку из
крупного песка и гравия. Обсыпка позволяет увеличить пропускную
способность иглофильтров, и число их можно уменьшить.
Зная общий приток воды и пропускную способность фильтра,
необходимое их количество в установке определяют из выражения
Цф — Qw/^w
(4.27)
Шаг иглофильтров /ш определяют в зависимости от периметра кон-
тура, по которому размещают оси фильтров, и общего их числа мф,
найденного по выражению (4.27).
Ш
Для иглофильтров ЛИУ и ЭИ-2,5 шаг нужно принимать кратным
0,75 м в пределах 0,75—3 м, так как расстояния между патрубками
для присоединения иглофильтров к всасывающему коллектору равны
0,75 м.
Минимальная длина иглофильтров (см. рис. 4.23) будет равна:
L = mw 4- So 4- ASW -|- й0, (4.28)
причем величину hQ можно определить по формуле
й0 = 1/-2sL-ln-^- , (4.29)
г ЛфЛАф ЛфГQ
где г0 — радиус скважины.
Для повышения производительности фильтров величину L, опре-
деленную по выражению (4.28), как правило, нужно увеличить на
1,5—2 м.
Если величину h0> вычисленную по выражению
(4.29) при Пф, найденном по формуле (4.27), невоз-
можно обеспечить (например, в случае близкого за-
легания водоупора), следует принять величину h0,
максимально возможную в данных условиях, и из
выражения (4.29) уточнить число иглофильтров иф.
Конструкция иглофильтровых установок позво-
ляет легко корректировать число игл и насосов в про-
цессе работы.
Вакуумирование скважин и грунтов. Целью ва-
куумирования является усиление эффекта водо-
понижения в неблагоприятных грунтовых условиях.
При вакуумировании в водопонизительных сква-
жинах и окружающем грунте создается вакуум.
Рис. 4.28. Устройство скважин при вакуумировании:
1 — обсыпка из крупного песка; 2 — слой мелкого песка; 3 — плот-
ная глинистая набивка; 4 — битум; 5 — иглофильтр
Вакуумировать скважины и грунты при водопонижении нужно в случае
слабой водопроницаемости грунтов при коэффициентах фильтрации
от 0,0030 до 0,0001 см/с.
Вакуумировать грунт можно с помощью легких иглофильтровых
установок. В этом случае вакуум-насосы, установленные на поверх-
ности земли, присоединяют к всасывающему коллектору установки.
Такой метод получил название поверхностного вакуумирования. Го-
раздо эффективнее метод глубинного вакуумирования, при котором
вакуум создается эжекторным водоподъемником, установленным в ниж-
ней части иглофильтра. Для глубинного вакуумирования применяют
чаще всего эжекторные иглофильтры ЭИ-2,5. Перед вакуумированием
вокруг иглофильтров устраивают обсыпку из чистого крупного песка
с диаметром частиц в пределах 0,5—2 мм. Устье скважины тампони-
руют глиной для предотвращения прорывов воздуха в скважину
(рис, 4.28).
105
При вакуумировании сокращается время осушения выработки
вследствие более интенсивного притока воды к иглофильтрам под]
действием дополнительной разности напоров. Последняя равна раз-*
1ости между атмосферным давлением у поверхности фильтрационного
тотока и давлением в водоприемниках. Этим достигается также боль-
нее уплотнение грунта из-за увеличения гидродинамического давления
ic. 4.29. Схема электроосмотического водо-
понижения:
— иглофильтр (катод); 2 — труба (анод);
— коллектор; 4 — токопровод; 5 — насос;
6 — генератор
фильтрующей воды, чем при
обычном глубинном водопо-
нижении.
Вакуумирование супесча-
ных и слабых глинистых грун-
тов, обладающих значитель-
ной высотой капиллярного
поднятия, позволяет стабили-
зировать грунт под воздейст-
вием добавочного давления
на его скелет от капилляр-
ных менисков, втягивающихся
в поры грунта при отсасыва-
нии воды. Благодаря уплот-
нению и возрастанию эф-
фективного давления на ске-
лет сопротивление сдвигу
вакуумированного грунта воз-
растает, в результате чего
увеличивается устойчивость
откосов и дна котлована.
Метод вакуумирования при-
меняют и для уплотнения
илов.
Электроосушение грунтов.
Сущность способа электро-
осушения заключается в том,
что через грунт между игло-
фильтрами — катодами и тру-
бами — анодами, установлен-
ными по периметру котло-
ванов, пропускается электри-
.ский ток. Под действием постоянного тока свободная и часть
шзанной грунтовой воды перемещается на участке между электро-
ми от анода к катоду и откачивается иглофильтрами. Вследствие
;прерывности потока грунтовой воды она перемещается в пре-
лях всего осушаемого массива грунта. Этот метод называют
кже электроосмотическим водопонижением. Способ электроосуше-
1я в сочетании с водопонижением иглофильтровой установкой при-
шлют в глинистых грунтах с коэффициентами фильтрации £ф <
0,00006 см/с. Технологическая схема электроосушения незасолен-
IX грунтов при проходке котлованов шириной до 40 м изображена
. рис. 4.29. На этой же схеме указаны выработанные практикой раз-
3
меры основных элементов, которые рекомендуется принимать при
проектировании подобных установок.
При электроосушении с целью создания вакуума в скважинах
вокруг иглофильтров устраивают песчаные обсыпки, а устье скважин
тампонируют глиной (см. рис. 4.28). В качестве анодов используют
газовые трубы диаметром 38 мм, которые, как и иглофильтры, можно
погрузить в грунт гидравлическим способом. Рабочее напряжение
электрической установки по требованиям охраны труда принимают
в пределах 50—60 В. В качестве источников постоянного тока часто
используют электросварочные агрегаты или умформеры.
Как показывает практика, начальный период осушения составляет
в среднем трое суток. Откачку воды из иглофильтров и воздействие
электрического тока на грунт необходимо вести непрерывно в течение
всего периода выполнения работ.
Потребную мощность электроустановки, кВт, приближенно опре-
деляют по формуле
Р.=Т5Й-. (4-30)
где U'— рабочее напряжение, В; / *— плотность тока на 1 м2 электри-
ческой завесы (обычно принимаемая равной 1 А/м2); Fc — площадь
сечения завесы в вертикальной плоскости между электродными ря-
дами, м2.
Затраты электроэнергии, зависящие от продолжительности работ,
составляют по данным практики от 7 до 36 МДж на 1 м3 осушенного
грунта, оконтуренного иглофильтрами.
$ 12. РАЗРАБОТКА ГРУНТА И УСТРОЙСТВО
ФУНДАМЕНТОВ
Способы разработки грунтов, методы кладки и бетонирования
фундаментов, организация земляных и бетонных работ подробно рас-
сматриваются в курсах строительства мостов. В настоящем пара-
графе изложены лишь основные правила, выполнение которых должно
обеспечить сохранность грунтов и кладки фундамента при производ-
стве работ в сухих грунтах или с применением одного из рассмотренных
в § 11 способов осушения грунтов.
Способ производства земляных работ в котловане нужно выбирать
с учетом конструкции крепления стен котлована. Земляные работы
должны вестись так, чтобы не была нарушена естественная структура
грунта основания. Грунт основания может разрушаться при исполь-
зовании землеройных машин большой производственной мощности,
особенно одноковшовых экскаваторов. Для предотвращения этого
оставляется слой неразработанного грунта (недобор) от 5 до 30 см
в зависимости от типа рабочего оборудования экскаватора и емкости
ковша.
В глинистых грунтах с неустойчивой структурой величина началь-
ного недобора может быть увеличена. Недобранный грунт удаляют
107
последствии специальными машинами. Толщина ручной зачистки!
рунта непосредственно перед бетонированием не должна превышать!
—7 см. 1
В процессе работ необходимо предохранять котлован от затопле-1
ня атмосферными водами. Для этого следует провести планировку!
оверхности вокруг котлована и обеспечить сток вод за пределы строи- ,
гльной площадки. В необходимых случаях устраивают водоотводные .
анавы и делают обвалование котлована.
Большие объемы грунта вблизи края котлована могут вызвать
азрушение откосов котлована и креплений, если они не были рассчи-
эны на такие нагрузки. Кроме того, большие отвалы грунта, рас-
оложенные вблизи бровок, мешают производству работ. На месте
бедует оставлять грунт, необходимый только для засыпки
азух.
После разработки котлована на проектную глубину его состоя-
ие должна освидетельствовать комиссия и составить акт о приеме
^мляных работ. При освидетельствовании выявляют соответствие
зунтов и их свойств проектным данным, а также степень нарушения
)унтов дна котлована при производстве работ. Кроме того, должна
ять установлена мощность нарушенного слоя грунта.
Для решения этих вопросов помимо внешнего осмотра котлована
гбирают для испытаний образцы грунтов основания у поверхности
ia котлована и на глубине. По физико-механическим характеристикам
)унтов определяют их несущую способность и степень ее снижения,
необходимых случаях испытывают грунты на пенетрацию для выяв-
шия слабых участков основания и мощности нарушенной верхней
>ны. Модули деформации уточняют испытанием грунтов штам-
1ми.
Разрабатывать грунт котлована и возводить фундаменты нужно
сжатые сроки, не оставляя отрытый на проектную глубину котло-
iH на продолжительное время. Чем больше будет промежуток между
юнчанием земляных работ и началом бетонирования, тем сильнее
1зрушатся грунты основания и откосы котлованов.
Увеличивать сроки выполнения работ в котлованах, дно которых
1сположено ниже горизонта вод, нецелесообразно и по экономиче-
:им соображениям, так как при этом значительно возрастает стои-
эсть водопонижения.
Глинистые грунты основания при снятии с них природного давле-
1Я после отрывки котлована могут набухать, в результате чего дно
>тлована поднимается со временем. Этот процесс развивается тем
ггенсивнее, чем дольше не загружен грунт. Набухание грунтов
>жет повлечь за собой дополнительную осадку фундамента, которую,
нако, не учитывают при проектировании искусственных сооружений,
к как в обычных условиях она бывает невелика.
Перед бетонированием фундамента необходимо подготовить его
нование. Дно котлована планируют. Разжиженные слои глинистых
унтов- удаляют. Технические условия на постройку мостов рекомен-
ют укреплять дно котлованов в пластичных глинистых грунтах
рамбовыванием слоя щебня толщиной не менее 10 см.
5
Если из-за неправильного производства работ верхний слой грунта
нарушается на значительную глубину и имеет низкую прочность и
высокую сжимаемость, то фундамент заглубляют до ненарушенного
грунта или укрепляют нарушенный слой одним из методов, рассмот-
ренных в гл. 6. В особых случаях приходится переходить на иной тип
фундамента (например, на свайный).
После возведения фундамента пазухи между ним и стенами котло-
вана заполняют грунтом, укладываемым послойно с трамбованием.
Оставленные на продолжительное время открытые пазухи могут по-
служить причиной увлажнения грунта поверхностными водами и
уменьшить его несущую способность. Перед обратной засыпкой раз-
бирают крепления, если проектом не предусмотрено оставлять их
в грунте.
ГЛАВА 5
СТРОИТЕЛЬСТВО ФУНДАМЕНТОВ
МЕЛКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ НА МЕСТНОСТИ,
ПОКРЫТОЙ водой
§ 13. ОСОБЕННОСТИ УСТРОЙСТВА ФУНДАМЕНТОВ
НА МЕСТНОСТИ, ПОКРЫТОЙ ВОДОЙ
Постройка фундаментов на местности, покрытой водой, ведется
более сложных условиях, чем на суше. В дорожном строительстве
такими условиями приходится встречаться при возведении фунда-
!нтов опор мостов и других водопропускных сооружений.
Особенности производства работ по постройке фундаментов мосто-
IX опор на местности, покрытой водой, заключаются главным обра-
м в следующем:
необходимо иметь специальные средства и сооружения для обес-
чения устройства ограждений, а также для доставки к каждому
ндаменту материалов, механизмов и рабочей силы;
нужны особые способы разбивочных работ;
требуются специальные конструкции для ограждения котлованов
фундаментов от внешней воды в период строительства;
в необходимых случаях используются методы подводной разра-
гки грунта и подводного бетонирования.
Фундаменты и опоры мостов на реках с мощным ледяным покровом
жно строить в зимний период со льда. В этом случае ледяной покров
юльзуют для установки и перемещения необходимых механизмов,
1 транспортировки материалов и устройства ограждений.
В реках с небольшой глубиной воды в летний период, а также
л недостаточной толщине льда зимой для этих целей часто
раивают временные мостики на свайных, рамных или ряжевых
>рах.
При значительной глубине воды-более рациональными могут ока-
ься временные мостики на понтонах. На судоходных реках и при
[ьшой глубине воды строительство чаще всего ведут с использо-
[ием плавсредств. Детально вопросы общей организации работ по
тройке мостовых опор рассматриваются в курсе постройки
то в.
Разбивочные работы должны быть увязаны с общей схемой орга-
ации работ и сооружением временных мостиков, подмостей и огра-
ший. В зимнее время разбивку оси моста и осей опор можно вести
спользованием ледяного покрова, что значительно упрощает орга-
ацию разбивочных работ.
На реках, не покрытых льдом, для промера можно использовать
временные мосты. С этих мостов могут быть установлены оси речных
опор.
При отсутствии временного моста разбивку производят при помощи
триангуляции. Оси опор определяют методом засечек (рис. 5.1).
Детальную разбивку контура фундамента выполняют после устройства
ограждения котлована, используя это
ограждение в качестве обноски. Более по-
дробно приемы разбивочных работ изуча-
ются в курсе геодезии.
Для ограждения места работ приме-
няют перемычки и бездонные ящики.
В особых случаях фундаменты сооружают
с помощью понтонов.
$ 14. ПЕРЕМЫЧКИ
Перемычками называют временные со-
оружения, предназначенные для огражде-
ния места постройки фундамента от поверх-
ностных вод. Перемычки используют не
только для постройки фундамента, но и
для возведения других частей сооружения,
расположенных ниже горизонта вод. Кон-
струкции перемычек весьма разнообразш
стве применяют следующие основные типы перемычек: грунтовые,
однорядные деревянные шпунтовые с грунтовой отсыпкой, двухряд-
ные деревянные шпунтовые с грунтовым заполнением, из металли-
ческого шпунта, ряжевые и перемычки из льда и естественно за-
। Базис
Рис. 5.1. Разбивка центров
русловых опор моста мето-
дом триангуляции
. В дорожном строитель-
мороженного грунта.
Грунтовые перемычки применяют главным образом при постройке
фундаментов устоев и пойменных опор мостов при глубине воды до
2—3 м и водонепроницаемом или слабопроницаемом основании. Пере-
мычки с неукрепленными откосами используют при скоростях течения
до 0,1—0,5 м/с в зависимости от степени размываемости грунтов в от-
косах перемычек.
Деревянные шпунтовые перемычки устраивают на грунтах, допу-
скающих забивку деревянного шпунта. Однорядную перемычку с Грун-
товой отсыпкой применяют при глубине воды до 3 м, глубине котло-
вана до 4 м и скоростях течения до 0,5 м/с. Двухрядные перемычки
с грунтовым заполнением используют при глубине воды до 5 м, глу-
бине котлована до 7 м и скоростях течения до 1,5 м/с.
Перемычки из металлического шпунта применяют при глубинах
воды до 10—12 м и глубине котлована более 5 м, а также при меньших
глубинах в трудно проходимых грунтах, в которые невозможно по-
грузить деревянный шпунт.
Однорядные перемычки из металлического шпунта обеспечивают
минимальные размеры ограждения в плане и мало стесняют течение
реки. Их также эЗфективно использовать при глубоком залегании
111
водоупора, так как благодаря большей длине металлического шпунтш
перемычки позволяют перекрывать водоносный слой, что резко см
кращает приток воды через дно котлована. ]
Ряжевые перемычки устраивают на грунтах, не допускающих^
забивки шпунтовых свай на необходимую глубину, а также в случая^
очень больших скоростей течения (свыше 1,5 м/с), когда погружать*
шпунт затруднительно. В мостостроении эти перемычки применяют
при глубине воды до 8 м.
Перемычки из льда и естественно замороженного грунта можно
применять в районах с устойчивой зимой.
водоупор
Рис. 5.2 Грунтовые и смешанные перемычки:
/ — шпунт: 2 — обвязка: 3 — распорки: 4 — схватки
Грунтовые перемычки. Типы грунтовых перемычек показаны
на рис. 5.2, а—в. Грунтовые перемычки устраивают из глинистых и
песчаных грунтов. Наружные откосы перемычек при больших ско-
ростях течения можно укреплять мощением, фашинами и другими
способами (рис. 5.2, б).
Грунтовые перемычки с глиняным ядром и прорезью (рис. 5.2, в)
устраивают преимущественно для защиты котлована от затопления
паводковыми водами. Ядро из мятой глины делают с целью умень-
шения фильтрации через перемычку. Если верхний слой основания
перемычки обладает большой водопроницаемостью, то ядром проре-
зают этот слой до водоупора.
Кроме легкой размываемости неукрепленных откосов, недостаток
грунтовых перемычек заключается в том, что для их устройства тре-
буются большие объемы грунта, они занимают очень много места
в плане и в значительной степени стесняют течение реки. Это ведет
к увеличению скоростей течения воды, что может повлечь за собой
размыв самой перемычки и других сооружений.
112
При проектировании грунтовых перемычек выполняют расчеты
устойчивости откосов и грунтов основания, а также фильтрационные
расчеты. Расчеты устойчивости выполняют так же, как и для земля-
ных плотин. Размеры перемычек, выработанные практикой и указан-
ные на рис. 5.2, обычно обеспечивают необходимую их устойчивость.
Высоту перемычек назначают с учетом рабочего горизонта воды в со-
ответствии с графиком производства работ.
В ходе фильтрационных расчетов определяют приток воды через
тело перемычки и ее основание для проектирования водоотлива.
В случае водонепроницаемого основания расход воды через тело
Рис. 5.3. Схемы для расчета притока воды через грунтовые
перемычки
перемычки на единицу ее длины можно определить по приближенной
формуле (рис. 5.3, а)
q = k^l(2L)y (5.1)
где hw —глубина водоема.
В случае использования для устройства перемычки мелкозерни-
стых грунтов в месте выхода фильтрационного потока может оплыть
нижняя часть внутреннего откоса. Предотвратить оплывание откоса
можно устройством дренажной призмы (рис. 5.3, б) или наслонного
дренажа (рис. 5.3, в) из хорошо фильтрующего крупнозернистого
грунта (гравий, галька, щебень, камень).
В случае проницаемого основания с коэффициентом фильтрации &ф1
вода будет фильтроваться не только через тело перемычки, но и через
ее основание (рис. 5.3, г). Фильтрационный расход через тело пере-
мычки определяют по формуле (5.1) так же, как и в случае непрони-
цаемого основания. К этому расходу добавляют расход через прони-
цаемое основание перемычки, который можно найти по формуле
^=1^1(1^). (5.2)
Коэффициенты удлинения пути фильтрации тф принимают следую-
щие:
Li/z 20 5 4 3 2 1
тф 1,15 1,18 1,23 1,30 1,44 1,87
113
Однорядная деревянная шпунтовая перемычка с грунтово
отсыпкой. Такая перемычка (см. рис. 5.2,г) по сравнение
с чисто грунтовой меньше стесняет сечение реки. Шпунтовая стена
значительно уменьшает фильтрацию через основание грунтовой о:
сыпки и дно котлована. Грунтовая отсыпка уменьшает приток вод
через стенку и способствует заиливанию с течением времени непло*
ностей между шпунтинами. Шпунтовая стенка часто является одн<
временно и креплением стен котлована ниже поверхности дна водоема
Расчет перемычки ведут по правилам расчета шпунтовых стен,
рассмотренным в § 10.
Двухрядная деревянная
шпунтовая перемычка с грунтовым запол-
нением. Этот тип перемычки (см. рис. 5.2, д) применяют наиболее
Рис. 5.4. Схемы для расчета шпунта двухрядной перемычки
часто при сооружении фундаментов мелкого заложения. Грунтовая
засыпка уменьшает водопроницаемость перемычки, а наружный шпун-
товый ряд предохраняет ее от размыва. Внутренний шпунтовый ряд,
являясь элементом перемычки, кроме того, служит и ограждением кот-
лована ниже дна водоема. Следует иметь в виду, что высота этой пере-
мычки так же, как и перемычки, показанной на рис. 5.2, е, ограничи-
вается сортаментом лесоматериала, идущего на изготовление шпунта.
Для обеспечения совместной работы внутренний и наружный
шпунтовый ряд соединяются поперечными схватками. Внутри пере-
мычки чаще всего устанавливают один или несколько ярусов распор-
ных рам, что повышает общую жесткость перемычки и позволяет
уменьшить сечение шпунта и глубину его забивки ниже дна котлована.
Постановка внутреннего яруса распорок, кроме того, создает более
четкие условия статической работы перемычки и ее расчета на проч-
ность и устойчивость.
Наилучшим заполнителем для перемычек является песок. Легко
уплотняемый в процессе водоотлива, он становится менее проницаемым
в результате заполнения пор мелкими частицами, осаждающимися
из фильтрующей воды. Глинистые же грунты при отсыпке в воду раз-
жижаются, плохо уплотняются и создают большое давление на шпунт.
114
При расчете двухрядной перемычки следует различать две схемы
нагрузок. В первой схеме на наружную и внутреннюю стенки до водо-
отлива действует давление грунта засыпки во взвешенном состоянии.
Давление воды с наружной и внутренней сторон каждого шпунтового
ряда взаимно уравновешивается. Эта схема нагрузок обычно является
расчетной для наружного шпунтового ряда (рис. 5.4, а). Рассчитывают
его как обычный шпунт с одним ярусом анкеров.
Во второй схеме при полном водоотливе из котлована, ввиду
некоторой проницаемости стенок, внутри засыпки устанавливается
депрессионная кривая. Принято считать, что внутренняя стенка
испытывает со стороны засыпки полное давление грунта и давление
воды в половинном размере. Внутренняя стенка работает в значительно
более тяжелых условиях, чем наружная. Эта схема для внутренней
стенки и является расчетной. При на-
личии распорок расчет внутренней
стенки ведут, как и обычной шпун-
товой, независимо от расчета наруж-
ной стенки. Если распорок между
шпунтовыми рядами нет, при расчете
на прочность внутреннего и наруж-
ного шпунтов необходимо учитывать
их совместную работу, которая обес-
печивается горизонтальными схват-
ками.
Однорядные перемычки из метал-
лического шпунта. Такие перемычки
можно устраивать из одного ряда
металлического шпунта, забитого по
периметру фундамента, без наружной
Рис. 5.5. Схема к расчету одноряд-
ной перемычки из металлического
шпунта:
/ — шпунт; 2 — распорная рама
грунтовой отсыпки, так как соединения стального шпунта обладают
достаточно высокой водонепроницаемостью. Перемычки обычно имеют
прямоугольную форму в плане.
Внутри перемычки в зависимости от глубины воды и котлована
устраивают один или несколько ярусов распорных рам. Такие рамы
устанавливают по мере откачки воды и разработки грунта в котло-
ване.
Перемычки рассчитывают на давление воды, а ниже поверхности
дна —на давление воды и грунта (рис. 5.5) методами, рассмотрен-
ными в § 10.
При глубине воды свыше 10 м, а также когда фундамент имеет не
очень вытянутую форму в плане, может оказаться целесообразным
устройство перемычек круглых в плане. Преимуществом их является
меньшая водопроницаемость шпунта за счет некоторого дополнитель-
ного сжатия стыков, возникающего в период откачки воды.
Для крепления круглых перемычек можно применить кольцевые
распорные рамы, расположенные с внутренней стороны на нескольких
уровнях по высоте перемычки. Каждая рама работает на сжатие от
равномерного давления, передаваемого на нее шпунтом в местах опи-
рания последнего на раму.
115
Устройство кольцевого крепления освобождает пространство внутр
перемычки, что упрощает работы по выемке грунта и бетонировани!
фундамента и нижней части опоры. В то же время надо учитывав
некоторый дополнительный расход шпунта по сравнению с пряьм
угольными перемычками, особенно для фундаментов вытянуто
формы в плане и более сложные условия погружения шпун1
при круглой форме пере
мычки.
Ряжевые перемычки. Таки*
Рис. 5.6. Перемычка со сквозными ряжами
перемычки состоят из ряже1
и экрана.
Ряжи служат
опорными-
конструкциями для водо-
непроницаемого экрана (рис.
5.6). Ряж представляет собой
деревянный сруб, заполнен-
ный камнем и песком. Разли-
чают сплошные рубленые ря-
жи из бревен и ряжи из де-
ревянных брусьев, уклады-
ваемых с промежутками, рав-
ными высоте бруса.
Рубленые ряжи —тяже-
лые и трудоемкие конструк-
ции. В особенности много
времени уходит на пригонку
и устройство сопряжений
бревен.
Сквозные ряжи собирают
из брусьев сечением от 18 X 18
до 22 х 22 см. Брусья в углах
и пересечениях соединяют без
врубок —при помощи метал-
лических штырей, захваты-
вающих по высоте три-четыре
ряда. В плане ряжи разде-
ляют на клетки. Преимуществом этого типа ряжа по сравнению с руб-
леным является меньший расход леса, простота сборки и меньшая
трудоемкость, а также возможность многократного использования
брусьев. Поэтому сквозные ряжи в настоящее время применяют зна-
чительно чаще, чем сплошные бревенчатые.
Водонепроницаемый экран устраивают из щитов, состоящих из
одного или двух слоев досок, сплоченных в шпунт. При двухслойном
экране между слоями досок устраивают прокладку из гидроизоля-
ционных материалов. Целесообразнее устраивать экран из металли-
ческого шпунта. Такой шпунт можно забить на некоторую глубину
даже в полускальные грунты основания, чем создается более надежная
защита от прорыва воды в основании экрана. Это место, являющееся
самым слабым в перемычке, должно быть усилено. При неразмывае-
116
мых грунтах для надежной заделки этого места укладывают с наруж-
ной стороны бетон в мешках или глину с соломой (тоже в мешках).
Эту работу выполняют водолазы. При размещении экрана на размы-
ваемых грунтах основания и конструкции экрана из деревянных щитов
с наружной стороны его может потребоваться грунтовая отсыпка по
типу, показанному на рис. 5.2, г.
Ширину ряжевых перемычек, на основе данных практики, прини-
мают равной (0,8—1,2) hw, где hw—максимальная глубина воды
в период строительства.
Расчет ряжа на сдвиг по основанию ведут по общей формуле (3.25).
Сдвигающей силой является давление воды на экран ряжа,
а при наличии грунтовой отсыпки —суммарное давление воды и
грунта.
Размеры ряжа должны быть подобраны так, чтобы равнодействую-
щая всех сил не выходила из ядра сечения (средней трети). В этом
м 1
Лев 2
Намерзание льда снизу
Рис. 5.7. Схема последовательного промораживания
случае подошва ряжа не будет отрываться от основания и ряж будет
иметь необходимый запас устойчивости на опрокидывание.
При проектировании ряжевых перемычек на нескальных грунтах
дополнительно проводят расчеты прочности грунтового основания
теми же методами, как и для фундаментов мелкого заложения на есте-
ственном основании. В необходимых случаях при сжимаемых грунтах
основания определяют осадку и крен ряжа методами, рассмотренными
в гл. 2.
Перемычки из льда и естественно замороженного грунта. В райо-
нах Севера, Сибири и Дальнего Востока зимой для защиты места ра-
боты от поверхностных вод можно сооружать перемычки из льда.
Ниже дна водоема закрепить стены котлована и защитить его от под-
топления можно методом естественного замораживания грунтов отко-
сов и дна котлована.
Ледовые перемычки устраивают методом последовательного про-
мораживания, сущность которого пояснена на рис. 5.7. По этому
методу последовательно скалывают лед слоями по 5—10 см. К ска-
лыванию каждого последующего слоя приступают после того,
как на нижней поверхности оставшегося слоя льда нарастет новый
слой.
На опускание перемычки этим методом требуется много времени.
При неосторожном скалывании льда возможны прорывы воды и за-
топление перемычки. Ликвидируют затопление методом последо-
117
нательного вымораживания воды, что еще больше удлиняет cpoi
постройки.
Разработку нескального грунта ниже дна водоема ведут этим ]
методом. Работу начинают тогда, когда слой промерзшего грун
достигает требуемой величины. За сутки снимают слой в среднем то<
щиной 5—15 см. Настолько же примерно опускается за это время
нижняя граница промерзания.
Скорость промораживания зависит от местных условий и вщ
грунта. Ее уточняют путем расчетов и непосредственных промеро
в процессе работ.
Разработку грунта в котловане ведут не по всей площади, а ячей
ками, оставляя между ними перегородки. Перегородки увеличиваю
прочность ограждения, а также предохраняют котлован от полног
затопления при прорыве воды через дно. В последнем случае буде
затоплена только одна ячейка. Минимальную толщину слоя мерзлого
грунта, а также размеры ячеек определяют расчетом.
Для проходки котлованов ниже уровня грунтовых вод в зимнее
время естественное промораживание грунтов применяют и на местно-
сти, не покрытой водой.
§ 15. БЕЗДОННЫЕ ЯЩИКИ
Бездонные ящики применяют для сооружения фундаментов, по-
дошва которых не заглубляется в грунт дна или заглубляется на не-
большую величину. Сооружение таких фундаментов возможно на
скальных или полускальных неразмываемых грунтах основания,
обладающих значительной несущей способностью. Небольшие слои
наносов над скальными грунтами можно удалить методом подводной
разработки грунта перед опусканием ящика. При нескальных грунтах
основания бездонные ящики широко применяют для возведения высо-
ких ростверков свайных и столбчатых фундаментов.
Бездонный ящик представляет собой конструкцию с водонепро-
ницаемыми стенками, изготовленную непосредственно над местом опу-
скания на подмостях, на поверхности льда зимой или на берегу с по-
следующей транспортировкой наплаву к месту производства работ.
Как правило, погружают ящик в собранном виде.
При глубинах воды до 5—6 м ящики изготовляют из дерева
(рис. 5.8). Если ящик погружают на большую глубину, внутренний
каркас и крепления целесообразно делать металлическими.
Особое внимание при использовании бездонного ящика должно
быть обращено на создание водонепроницаемого примыкания нижней
части его к дну водоема. Для этого в нижней части ящика может быть
устроена брусчатая обвязка, к которой прикрепляют валик из меш-
ковины или брезента, заполненный паклей или глиной. Это обеспечи-
вает более плотное прилегание стенок ящика к неровностям скального
дна водоема. Кроме того, с наружной стороны место сопряжения уси-
ливают кладкой из мешков, заполненных бетоном или глиной, укла-
дываемых водолазами. В необходимых случаях устраивают наружную
отсыпку из грунта.
118
a)
Рис. 5.8. Конструкции сборного деревянного бездонного ящика:
а — фасад; б — вид сверху; в — конструкция ножа при скальных грунтах; а — сопряже-
ние щитов у верхней обвязки; д •— конструкция ножа при нескальных грунтах; е — угло-
вое крепление щитов; / — щит № 1; 2 — проушина для подъема щита; 3 — швеллер № 24,
I = 300 мм; 4 — контур фундамента; 5 — пакля; 6 — гвозди d = 5,5, / = 175 мм; 7 — болты
d = Jp, Z = 300 мм; 8 — хомуты 8 X 60, I = 1100 мм; 9 — изоляция из двух слоев толя
цо битуму; 10 ~ промазка горячим битумом
При водонепроницаемом основании и создании надежного сопря*
жен и я стен ящика с дном водоема можно откачать воду и вести ра-
боты по кладке фундамента насухо.
При возведении фундамента на фильтрующих грунтах основания,
а также в случае ненадежного примыкания ящика ко дну водоема
дальнейшие работы ведут с укладкой слоя подводного бетона (рис. 5.9).
После того как бетон, уложенный
подводным способом, наберет необ-
ходимую прочность, воду из ящика
откачивают и последующее бето-
нирование ведут насухо.
Деревянные стенки бездонных
ящиков обычно устраивают съем-
ными; после возведения фундамен-
та и подводной части сооружения
их извлекают и используют много-
Рис. 5.9. Бетонирование фундамента
с применением бездонного ящика с
устройством подушки из подводного бе-
тона:
/ — подводный бетон: 2 — бетон, уклады-
виемый насухо; 3 — бездонный ящик;
4 — обкладка низа ящика мешками с гли-
ной
кратно на возведении других опор
(см. рис. 5.8).
Бездонные ящики рассчиты-
вают на давление воды. Обшивку,
каркас и крепления рассчитывают
по правилам, изложенным в курсе
строительных конструкций. Тол-
щину слоя подводного бетона уста-
навливают из условия, чтобы ящик вместе с подушкой не всплыл после
водоотлива под действием гидростатического давления на дно:
(5-3)
где hw — глубина погружения ящика; а и b — размеры ящика в плане;
Мя — масса ящика вместе с креплениями и установленными на нем
подмостями и оборудованием к моменту водоотлива; уь — плотность
бетона, уложенного подводным способом.
$ 16. понтоны
Понтон представляет собой плавучую конструкцию (ящик) с водо-
непроницаемыми стенками и днищем. Понтоны применяют для уст-
ройства фундаментов, не заглубленных в грунт. Их обычно изгото-
вляют из дерева или железобетона, реже из металла.
Деревянные понтоны можно делать со съемными стенками (бор-
тами). Такие стенки, демонтируемые после возведения фундамента,
используют многократно. Железобетонные понтоны входят в состав
сооружения (рис. 5.10).
Изготовляют понтоны в доках или на берегу, а затем спускают по
стапелям на воду и наплаву буксируют к месту сооружения фунда-
мента. Понтоны должны обладать устойчивостью в плавучем состоя-
нии (остойчивостью). Посадку понтона на дно водоема или на подго-
120
товленное основание производят путем частичного заполнения его
бетоном или кладкой. Когда понтон опустится на дно, бетонируют
остальную часть фундамента.
Железобетонные понтоны широко
применяют в гидротехническом портовом
строительстве при сооружении набереж-
ных, волноломов, молов, сухих доков
и т. д. При наличии ровного скального
основания понтон опускают прямо на
него. На неровной поверхности скаль-
ного дна устраивают выравнивающую
каменную отсыпку. На нескальных грун-
тах постройку перечисленных выше со-
оружений с применением понтонов про-
изводят также на каменной отсыпке
(рис. 5.11, а).
Каменная отсыпка распределяет да-
вление от понтона на большую площадь,
Рис. 5.10. Стенка набережной,
построенная с использованием
железобетонного понтона
в результате чего снижаются напряже-
ния в сжимаемом грунте основания.
Каменную отсыпку предусматривают на
значительную площадь — она служит
боковой пригрузкой, что увеличивает устойчивость грунтов основания.
Кроме того, под действием силы тяжести отсыпки грунт уплотняется
Рис. 5.11. Понтоны, опускаемые на нескальные грунты:
I — понтон; 2 — бетонное заполнение; 3 — каменная отсыпка;
4 — каменное покрытие; 5 — песчаная отсыпка
до опускания понтона. В результате этого уменьшается сжимаемость
грунта и увеличивается его сопротивление сдвигу.
На очень слабых грунтах основания, например илах, делают
двухслойную отсыпку (типа Барбери). Нижний слой более широкий
121
состоит из песка, а верхний представляет собой каменную наброс!
(рис. 5.11, б). Нижний песчаный слой является начальной нагрузи
для слабого грунта основания: под тяжестью этого слоя оно уплс
няется. При эксплуатации песчаный слой служит фильтром, препя*
ствующим прониканию слабого грунта в пустоты каменной наброски.
Для устройства постоянных фундаментов опор мостов на естест-
венном основании понтоны применяют сравнительно редко — при
возведении их на скальных и полускальных неразмываемых грунтах
дна и ровной его поверхности, если обеспечивается устойчивость
фундамента на сдвиг по его подошве и на опрокидывание.
§ 17. РАЗРАБОТКА ГРУНТА
И БЕТОНИРОВАНИЕ ФУНДАМЕНТОВ
В тех случаях, когда производят водоотлив, работы в котловане j
огражденном перемычками, ведут так же, как и при устройстве фун-
даментов на местности, не покрытой водой. При особо сильном при-
токе воды, когда открытый водоотлив может привести к разрушению
грунта основания или вымыванию раствора из бетона и кладки,
работы ведут без водоотлива, прибегая к подводной разработке грунта
и подводному бетонированию.
Подводная разработка грунта. Для устройства фундаментов искус-
ственных сооружений котлованы требуются сравнительно небольших
размеров в плане, и работы ведут, как правило, с применением креп-
лений стен котлована. В этих условиях для подводной разработки
грунта применяют грейферы, гидроэлеваторы и эрлифты.
Грейферные ковши в качестве сменного оборудования можно под-
вешивать к стрелам экскаваторов и кранов различных конструкций.
Тип грейфера выбирают с учетом вида грунта и его прочности. Для
разработки нескальных грунтов применяют двухлопастные грейферы
с зубьями для прочных грунтов и без них для более слабых глинистых
и песчаных грунтов. Камень удаляют многолопастными грейферами.
Разработку несвязных, а также малосвязных супесчаных и или-
стых грунтов можно успешно вести гидроэлеваторами или эрлифтами.
Производительность этих агрегатов увеличивается при разрыхлении
и разжижении грунта с помощью подмывных труб (гидроигл). Для
разработки суглинистых и глинистых грунтов гидроэлеваторы и
эрлифты можно применять только при условии предварительного
разжижения этих грунтов.
Принцип работы гидроэлеватора заключается в следующем. Напор-
ная струя воды (рис. 5.12, а), выходя из насадки 1 с большой скоро-
стью, создает в камере смешивания 2 вакуум, под действием которого
по всасывающей трубе 3 в камеру смешивания поступает пульпа.
Далее смесь идет в диффузор 4 и по пульповоду транспортируется
вверх. При боковом подводе пульпы возникают дополнительные по-
тери в результате искривления потока и образования завихрений(
а также неравномерно используется энергия рабочей струи.
Более рациональную конструкцию имеет гидроэлеватор с верти-
кальной всасывающей трубой (рис. 5.12, б) и с кольцевой насадкой.
122
Ширину кольцевой щели можно изменять путем ввинчивания всасы-
вающей камеры, что позволяет регулировать производительность
гидроэлеватора. Производительность его по пульпе составляет 160м8/ч,
Рис. 5.12. Гидроэлеваторы и эрлифты
по грунту — 12—24 м87ч; глубина засасывания — до 6 м; высота
выброса — 8 м. Общая высота подъема пульпы — 14 м.
Удалять из котлованов галечниковые грунты, а также мелкие
валуны можно при помощи гидроэлеватора с приемным бункером и
кольцевой насадкой (рис. 5.12, в). Такой гидроэлеватор называют
123
гидрожелонкой. Вода, выходя из кольцевого зазора под давленш
0,5 + 0,8 МПа, создает вакуум во всасывающей трубе, в котору
засасываются галька и мелкие валуны. Ударяясь о верхнюю отбо
ную сетку, галька и валуны падают вниз — в бункер. Время запо
нения бункера составляет 5—7 мин. Для удаления гальки и камы
гидрожелонку периодически извлекают на поверхность. Гидроэл
ваторы могут работать при любом уровне воды в котловане, лишь б:
всасывающая труба находилась всегда в затопленном состоянии
Разработку грунта удобно вести при небольшом слое воды.
Эрлифт работает с помощью сжатого воздуха, нагнетаемого ком-,
прессорами в смесительную камеру (рис. 5.12, г). Выходя через отвер-
стия в пульповод, воздух смешивается с водой, а затем и с пульпой,
вследствие чего плотность смеси становится меньше плотности воды.
Под действием разности давлений смесь воздуха с водой движется
вверх, засасывая при этом и грунт.
Эрлифты хорошо работают лишь в случае достаточной глубины
воды в котловане. Глубина воды, при которой работа эрлифта будет
проходить в нормальных условиях, практически колеблется в пре-
делах от 4 до 8 м. Меньшая глубина соответствует эрлифтам с мень-
шими размерами всасывающей трубы.
На рис. 5.12, д изображен универсальный двухступенчатый эрлифт-
гидроэлеватор. Рабочие щели между диффузорами можно изменять
в зависимости от того, что подается через рабочие камеры — вода
или воздух. При работе снаряда в качестве эрлифта величина щелей
составляет 0,75—1,5 мм, а при использовании его как гидроэлева-
тора щели увеличиваются до 2—3 мм. Производительность снаряда
при его работе эрлифтом достигает 50—60 м3/ч пульпы. Высота подъема
пульпы достигает 20 м.
Подводное бетонирование. Такой способ бетонирования фунда-
ментов применяют в огражденных котлованах.
Подводным способом можно бетонировать только нижнюю часть
фундамента (подушку). Затем ведут водоотлив и дальнейшие работы
выполняют обычным путем. В других случаях бетон укладывают под-
водным способом на полную глубину воды.
Одним из совершенных методов подводного бетонирования яв-
ляется метод вертикально перемещающейся трубы, называемый мето-
дом ВПТ (рис. 5.13). При этом для бетонирования в котловане в зави-
симости от его размеров устанавливают вертикально одну или несколько
металлических труб диаметром от 200 до 300 мм. Трубы собирают из
звеньев. Их нужно размещать в плане так, чтобы каждая точка бето-
нируемого фундамента находилась в пределах радиуса действия трубы.
Наибольший радиус действия трубы, м, определяют по выражению
г«^6£с7б, (5.4)
где kc— показатель сохранения подвижности смеси; 7 g — интенсив-
ность бетонирования, м3/м2-ч.
Величина г обычно составляет 3—4 м, но она не должна превы-
шать 6 м.
124
На протяжении всего процесса бетонирования превышение столба
бетона в трубе над уровнем воды должно быть не менее величины,
определяемой по формуле
hx = r — Qfih2t (5.5)
где h2 — высота столба воды над уровнем бетона в фундаменте, м.
Для того чтобы исключить вымывание цемента из бетона при
первоначальном заполнении трубы, перед наполнением воронки в ее
горловине устанавливают пробку из мешковины, заполненной паклей.
От преждевременного опускания пробки под тяжестью бетона, укла-
дываемого в воронку, она удерживается двухстворчатым клапаном.
а)
Рис. 5.13. Схема подводного бетонирования по методу вертикально перемещающейся
трубы (ВПТ):
1 — бетонолитная труба; 2 — воронка; 3 — подводный бетон; 4 — двухстворчатый клапан;
5 — пробка из мешковины
Последовательность операций в начальной стадии бетонирования
изображена на рис. 5.13, б. Затем бетонирование ведут путем подъема
трубы в строго вертикальном направлении и непрерывной подачи
бетона в трубу. В процессе бетонирования нижний конец трубы дол-
жен все время находиться в бетоне.
Минимальная величина заглубления конца трубы ниже поверх-
ности бетона, по данным практики, в зависимости от глубины бетони-
рования составляет 0,8—1,5 м. Наибольшее заглубление трубы /б, м,
определяют по выражению
t6^2kcI6, (5.6)
При таком порядке работы бетон поступает внутрь ранее уложен-
ного объема, что исключает контакт новых порций бетона с водой и
предохраняет их от разрушения. Ослабленным будет только верхний
слой бетонной смеси, который в процессе бетонирования находится
в непосредственном контакте с водой. Этот слой впоследствии нужно
удалить.
Перемещения трубы в горизонтальном направлении не следует
допускать, так как в этом случае поступающий бетон будет омываться
125
Рис. 5.14. Схема раздельного бето-
нирования фундамента:
I — труба для подачи раствора или
цементного теста; 2 — воронка; 3 —
ограждение трубы
водой, что приводит к резкому снижению его прочности. Бетонную^
смесь применяют литой консистенции.
Другим способом устройства фундамента без водоотлива являете»
метод раздельного бетонирования (рис. 5.14). При этом в огражден»1
ный котлован предварительно укла-
дывают крупный инертный заполни-
тель. В качестве заполнителя для по-
лучения бетонной кладки используют
щебень с размерами частиц от 40 до
100 мм, а для получения бутовой
кладки — камень размерами от 150
до 300 мм.
После укладки щебня или буто-
вого камня по заранее установленным
трубам подают цементный раствор
внутрь заполнителя. Заполняя пусто-
ты между щебнем или камнем, раствор
постепенно поднимается вверх, вы-
тесняя при этом воду. Трубы по мере
подъема поверхности раствора также
поднимают, как и в методе ВПТ.
Такой метод бетонирования на-
зывают также методом «восходящего
раствора». Раствор подают в трубы по этому методу через воронки.
Существуют разновидности этого метода. При инъекционном методе
раствор подается растворонасосами под давлением в несколько десятых
МПа. В качестве заполнителя в этом случае применяют гравий и гальку.
ГЛАВА 6
УКРЕПЛЕНИЕ ГРУНТОВ
При строительстве на сильносжимаемых и малопрочных грунтах,
когда возведение фундаментов мелкого заложения на естественном
основании становится нерациональным, такие грунты укрепляют или
устраивают фундаменты глубокого заложения, передающие нагрузки
па нижележащие прочные и малосжимаемые грунты.
Укреплять основания можно путем уплотнения грунтов, химиче-
ского закрепления их различными инъекционными методами, а также
с использованием постоянного электрического тока и термическим
способом.
Песчаные грунты укрепляют уплотнением и различными химиче-
скими инъекционными методами. Применение последних основано
на более высоких значениях коэффициента фильтрации у песков,
чем у глинистых грунтов.
Для укрепления глинистых неводонасыщенных (так называемых
трехфазных) грунтов используют методы поверхностного уплотнения.
Макропористые трехфазные грунты, обладающие повышенной водо-
п газопроницаемостью (к ним относятся лёссы и лёссовидные грунты),
можно укрепить на значительную глубину не только уплотнением, но
и инъекционными методами и обжигом.
Основания из глинистых водонасыщенных грунтов укрепляют
способом предварительного обжатия весом насыпи и также с исполь-
зованием электрического тока. При первом способе требуется устрой-
ство насыпи и значительное время для завершения процессов консо-
лидации основания. Второй метод еще недостаточно разработан и при-
меняют его в дорожном строительстве в отдельных случаях — для
стабилизации грунтов склонов и откосов выемок. При этом способе
требуется также длительное воздействие тока на грунт.
Способ укрепления грунта выбирают путем сравнения вариантов
по технико-экономическим показателям с учетом области применения
каждого метода.
§ 18. УСТРОЙСТВО ПЕСЧАНЫХ ПОДУШЕК
Грунт, имеющий недостаточную прочность и высокую сжимае-
мость, в основании сооружения можно заменить песчаной подушкой.
Если толщина слоя такого грунта под подошвой фундамента не пре-
вышает 1,5—2 м, песчаную подушку обычно доводят до кровли под-
стилающего прочного слоя. Наличие подушки уменьшает глубину
заложения фундамента и сокращает объем кладки.
127
При значительной мощности слоя непрочного грунта применяют
распределительные песчаные подушки небольшой высоты (рис. 6.1).
Песчаная подушка, воспринимая давление от фундамента, передает
сто окружающему грунту, распределяя на большую площадь.
Замена сильно сжимаемого грунта под фундаментом песчаной по-
душкой, имеющей более высокий модуль общей деформации в зоне
действия наибольших сжимающих напряжений, значительно снижает
осадку фундамента.
Песчаные подушки ускоряют также уплотнение залегающих
ниже водонасыщенных глинистых грунтов вследствие дренирования
l-.Прочный грунт ==
Рис. 6.1. Схема к расчету песчаной
подушки
поровой воды из них в подушку.
При устройстве песчаных поду-
шек выше глубины промерзания пу-
чинистых грунтов их необходимо
предохранять от заиления во избе-
жание пучения. Если подушка на-
сыщена водой, пучение возможно
вследствие бокового смерзания ее
с окружающим пучинистым грун-
том.
Для устройства песчаных поду-
шек используют среднезернистые и
крупнозернистые пески. Уклады-
вают песок послойно с трамбова-
нием.
При расчете песчаной подушки
определяют ее высоту и размеры в
плане. Высоту подушки hn можно
найти из условия (3.20), которое для
данного случая (рис. 6.1) имеет вид:
ЙТЛп+«ТЛ + “о(ст-етЛ)<Л. (6.1)
Высота песчаной подушки должна быть проверена и из условия
обеспечения допустимой осадки фундамента.
Суммарная осадка подушки Sn и нижележащего грунта 5СЛ не
должна превышать предельно допустимой величины Snp для данного
фундамента:
т п
S = Sn + SCJ, = 4-2 <гЛ + £ 2 (6-2)
1=1 i = т -|-1
где Ег — модуль деформации грунта подушки; Еа — то же, нижеле-
жащего грунта; т — число слоев грунта, на которые разбита эпюра
давлений в пределах подушки; п — общее число элементов эпюры
давлений в пределах сжимаемой толщи.
Если условие (6.2) не удовлетворяется, то, пользуясь им, путем
подбора уточняют ha.
Размеры подошвы подушки Ьа и ап должны превышать размеры
фундамента в плане на такую величину, чтобы в пределах подушки
123
нормальные напряжения ву и вх были снижены до величин, при кото-
рых обеспечивается устойчивость грунта вокруг подушки, а его гори-
зонтальные деформации не вызывают чрезмерной осадки фундамента
за счет изменения формы подушки. Ширину песчаной подушки для
удовлетворения приведенных выше требований назначают по данным
практики из условия, чтобы угол 0П (рис. 6.1) был в пределах л/4
-ь л/6.
$ 19. СПОСОБЫ УПЛОТНЕНИЯ ГРУНТОВ
Поверхностное уплотнение грунтов. Уплотнить глинистые трех-
фазные грунты на глубину от 10 до 40—50 см можно с помощью катков
различных систем, которые широко применяют в дорожном строи-
тельстве для послойного уплотнения
дамб и т. д.
Несвязные грунты хорошо
уплотняются передвижными вибро-
плитами и виброкатками. С по-
мощью виброплит достигается глу-
бина уплотнения в среднем 0,5—
0,7 м. Имеются машины, обеспечи-
вающие и большую глубину уплот-
нения (до 1,5 м). Применение ука-
занных механизмов рассматри-
вается в курсе строительства ав-
томобильных дорог. Из-за неболь-
шой глубины уплотняемой зоны
для укрепления оснований фун-
даментов эти методы малопри-
годны.
Из методов поверхностного
уплотнения грунтов при устрой-
стве оснований наиболее распро-
возводимых из грунтов насыпей,
J 54
странен метод уплотнения с по-
мощью тяжелых трамбовок мас-
сой 2—4 т и диаметром 1—2 м,
подвешиваемых к стрелам кра-
нов, экскаваторов, копров и сбра-
сываемых с высоты 3,5---5 м
Рис. 6.2. Схема поверхностного уплот-
нения грунта тяжелой трамбовкой:
I — ось проходки экскаватора; 2 — место
стоянки экскаватора; 3 — уплотненная
полоса; 4 — уплотняемая полоса; 5 — по-
лоса перекрытия; 6 — трамбовка
(рис. 6.2). При этом грунт уплотняется на глубину hy — 1,5—2,5 м.
В последние годы начали применять и более мощные трамбовки
массой 5—7 т, сбрасываемые с высоты 6—8 м, с глубиной уплотняе-
мой зоны 2,5—3,5 м. Этот способ применяют для уплотнения глини-
стых и песчаных грунтов, имеющих степень влажности G 0,7.
Поверхностное уплотнение широко используют для устранения про-
садочных свойств лёссовидных грунтов.
Уплотняют грунты участками. Число ударов трамбовки прини-
мают из условия уплотнения грунта до «отказа». Отказ соответствует
тому числу ударов, начиная с которого приращение понижения трам-
буемой поверхности от каждого удара происходит на одну и ту же
б Костерин Э. В.
129
величину (рис. 6.3). Эту величину уточняют на месте опытным трам-
бованием.
Площадь, в пределах которой ведут трамбование, должна пре-
вышать площадь фундамента (за счет полосы, выступающей за кон-
туры фундамента) на величину 0,2 (Ь — d) (но не менее 0,2 м) для суг-
линков и глин и на 0,3 (b — d) (но не менее 0,3 м) для пылеватых супе-
сей, рыхлых песчаных и насыпных грунтов, где b — меньшая сторона
подошвы фундамента; d — диаметр основания трамбовки.
Увеличивать размеры уплотненной площади по сравнению с пло-
щадью подошвы фундамента необходимо для того, чтобы в пределах
уплотненной зоны боковые нормальные напряжения и ох снизи-
лись до таких значений, при которых не возникает дополнительная
осадка фундамента, вызванная значительными боковыми деформа-
циями окружающего неуплот-
Рис. 6.3. Зависимость приращения осадки
трамбуемой поверхности от числа ударов
ненного грунта.
Котлован, дно которого под-
тер гается поверхностному уплот-
нению, разрабатывают с недо-
бором на величину понижения
поверхности при трамбовании
Ah, которую устанавливают
опытным трамбованием. По окон-
чании основного процесса уплот-
нения основания разрыхленный
при трамбовании верхний слой толщиной 7—10 см нужно доуплотнить
легкими ударами трамбовки, сбрасываемой с высоты 0,5—1 м.
При больших площадях трамбуемой поверхности для этой цели
целесообразно применять катки.
Уплотнять грунты трамбованием следует при оптимальной влаж-
ности их Wo. Если естественная влажность грунта W меньше опти-
мальной, то перед трамбованием котлован замачивают. Необходимое
количество заливаемой воды в м3 на 1 ма площади котлована опре-
деляют по формуле
. _ (W0-W)b h
w 100(14-ео)До у'
(6.3)
где А -— плотность грунта; е0 -— коэффициент пористости грунта до
уплотнения.
Глубинное уплотнение грунтовыми сваями. При толщине укреп*
ляемого слоя грунта ниже подошвы фундамента более 2 м поверхност-
ное уплотнение его становится неэффективным. В этих случаях ведут
глубинное уплотнение.
Глубинное уплотнение грунта можно выполнять с помощью грун-
товых свай. Сущность этого способа заключается в устройстве на
определенном расстоянии друг от друга скважин, которые заполняют
уплотненным грунтом. Для образования скважин применяют спо-
собы, основанные на вытеснении природного грунта из объема, зани-
маемого скважиной. Вследствие этого и происходит уплотнение грунта
между сваями. Несущая способность основания повышается и за счет
130
самих грунтовых свай, в которых грунт доводится до состояния тре-
буемой плотности.
Связные грунты уплотняют грунтовыми сваями при G 0,7.
В таких грунтах, способных держать вертикальные стенки, скважины
образуют при помощи инвентарных свай (сердечников) или энергией
взрыва.
В первом случае скважины пробивают копром при помощи инвен-
тарной металлической сваи с металлическим башмаком (рис. 6.4).
Рис. 6.5. Схема образования скважины
энергией взрыва:
/ — устройство скважины — шпура; 1 —
буровые штанги; 2 — башмак; 3 — на-
головник из муфты; 4 — молот; // — сква-
жина-шпур, подготовленная к взрыву;
5 — заряд ВВ; 6 — деревянный брусок для
подвески заряда; 7 — детонирующий
шнур; /// — готовая скважина
Рис. 6.4. Схема устройства грун-
товых свай способом сердечни-
ков:
/ — образование скважины забив-
кой инвентарной сваи: / — сердеч-
ник; 2 — инвентарный башмак;
3 — молот; // — вытаскивание ин-
вентарной сваи; III — заполнение
скважины грунтом с трамбованием:
4 — трамбовка; 5 — уплотненный
грунт заполнения
Диаметр пробиваемых скважин принимают не менее 40 см. После
погружения сердечника на необходимую глубину его сразу же извле-
кают из грунта и используют для образования следующей скважины.
По второму методу на Mecie расположения грунтовой сваи устраи-
вают скважину-шпур диаметром 60—80 мм (рис. 6.5). В такую сква-
жину-шпур опускают заряд малобризантного взрывчатого вещества
(обычно аммонит 2-Т), состоящий из патронов, соединенных между
собой в цепочку. Взрыв производится при помощи детонирующего
шнура. В результате взрыва диаметр скважины увеличивается, и грунт
вокруг нее уплотняется.
После образования скважины одним из указанных способов ее
набивают местным грунтом (см. рис. 6.4). Грунт в скважине трамбуют
б* 131
asai
Уровень грунта
относительно
погружен, трубы
механической чугунной трамбовкой массой не менее 350 кг, падающей
с высоты 2,5—3 м. Скважины заполняют грунтом, имеющим опти-
мальную влажность. При трамбовании диаметр скважины несколько
увеличивается, что приводит к дополнительному уплотнению грунта
между сваями. t
В последние годы созданы специальные машины с электрон-
ным устройством для высококачественного изготовления грунто-
вых свай глубиной до 20 м.
Если естественная влажность
уплотняемого грунта меньше
оптимальной, то его доувлаж-
няют путем заливки воды через
специальные скважины диамет-
ром 60—80 мм, глубина кото-
рых составляет 0,5—0,75 от глу-
бины уплотнения.
В грунтах несвязных, в ко-
торых вертикальные стенки сква-
жин не держатся, рассмотрен-
ные выше способы устройства
грунтовых свай неприменимы.
В подобных грунтах извлекать
сердечник и набивать сваи грун-
том нужно одновременно.
Разновидностью грунтовых
свай являются песчаные, техно-
логия изготовления которых
обеспечивает совмещение про-
цессов извлечения трубы и уст-
ройства сваи. Песчаные сваи
устраивают для уплотнения во-
донасыщенных рыхлых песча-
ных грунтов, мелких и пылева-
тых песков, песчаных грунтов
с прослойками суглинков, глин
или илов. Особенностью работы
песчаных свай в водонасыщен-
ных грунтах является то, что они работают как вертикальные дрены,
ускоряя процесс уплотнения таких грунтов.
В нашей стране для устройства песчаных свай используют вибро-
метод (рис. 6.6). При этом в грунт на заданную глубину при помощи
вибратора погружают обсадную трубу, имеющую на конце инвентар-
ный самораскрывающийся башмак. Затем трубу засыпают песком и
одновременно заливают водой до полного водонасыщения песка, чем
устраняется его капиллярная связность.
Для изготовления песчаных свай применяют крупные и средне-
зернистые пески и песчаногравийные смеси. После заполнения трубы
включают вибратор и поднимают трубу. В начале подъема инвентар-
ный башмак раскрывается и песок начинает поступать в грунт.
Рис. 6.6. Схема установки для устройства
песчаных свай:
/ — выдвижной упор; 2 — направляющая
вибратора; 3 — направляющая мачта; 4 — виб-
ратор 102; 5 — загрузочное отверстие; 6 — об-
садная труба d = 325 мм; 7 — инвентарный
раскрывающийся башмак
132
Рис. 6.7. Схема к определе-
нию расстояния между осями
грунтовых свай
Грунтовые сваи в основании размещают в шахматном порядке
так, чтобы центры трех соседних свай образовывали равносторонний
треугольник (рис. 6.7). При таком размещении достигается наибольший
эффект уплотнения. Расстояния между осями свай (шаг свай) выбирают
из условия получение необходимой плотности грунта межсвайного
пространства. > *
Для вывода расчетной зависимости выделим по длине сваи уча-
сток, достаточно удаленный от ее концов, высота которого равна
единице. Объем грунта в виде трехгранной призмы, имеющей в осно-
вании равносторонний треугольник АВС (рис. 6.7), после уплотне-
ния уменьшится на половину объема сваи. Можно считать, что объем
минеральных частиц до уплотнения и после него остается неизменным,
если пренебречь сжимаемостью самих ча-
стиц. Тогда можно записать:
КЗ УЗ adc
4 = 4 8
14- ен 1 + ек
Преобразуя это выражение, получим
/ = 0,952^1/-^-, (6.4)
где вн и вк — коэффициенты пористости
грунта до и после уплотнения.
Для определения коэффициента ек испы-
тывают образцы грунта разной плотности
(с разными в) на сжимаемость и проч-
ность на сдвиг. Значение вк устанавливают
таким, при котором грунт будет иметь требуемый модуль деформации
и необходимые характеристики сдвига, что должно обеспечить осадку
фундамента в пределах допустимой величины и его устойчивость.
Для просадочных грунтов значение вк нужно выбирать таким, при
котором исчезают просадочные свойства этих грунтов. Обычно устра-
нение просадочных свойств происходит при вк = 0,59—0,64.
Шаг свай необходимо уточнить на основе опытных работ, в ре-
зультате которых проверяют фактически полученный ек и вносят
соответствующие коррективы в величину t.
При устройстве грунтовых свай грунт в котловане должен не доби-
раться до проектной отметки на толщину верхнего недоуплотненного
(буферного) слоя. Этот слой удаляют после устройства грунтовых
свай.
Расстояние от подошвы фундамента до нижних концов свай (длина
свай) определяется размерами сжимаемой толщи и толщиной слоя
укрепляемого грунта. При значительной толщине слоя слабого грунта
глубину уплотнения выбирают такую, при которой суммарная осадка
уплотненного и неуплотненного слоя не превысила бы допустимой ве-
личины для данного сооружения. Толщину уплотненного слоя опре-
деляют аналогично расчету толщины песчаной подушки по выраже-
ниям (6.1) и (6.2).
133
Для глубинного уплотнения водонасыщенных глинистых и затор-
фо ванных грунтов можно устраивать известковые сваи, технология
изготовления которых сходна с технологией устройства грунтовых и
песчаных свай. Разница заключается в том, что скважины заполняют
уплотненной негашенной известью. При гашении извести в грунте
ее объем увеличивается до двух раз, что приводит к дополнительному
уплотнению грунта между сваями. Под воздействием тепла, выделяе-
мого при гашении извести и возникающих физико-химических про-
цессов между известью и грунтом, грунт вокруг свай также дополни-
тельно упрочняется. По сравнению с песчаными сваями недостатком
известковых свай является то, что после гашения они становятся прак-
тически водонепроницаемыми, т. е. не способствуют дренированию
основания.
Другие способы уплотнения грунтов. Песчаные грунты на глубину
до 3 м можно уплотнить обычными вибробулавами. Расстояние между
вибробулавами принимают 0,6—0,9 м. Недостатки этого метода —
небольшая глубина уплотнения грунта и низкий уровень механизации
работ.
При толщине слоя уплотняемого грунта до 10—12 м применяют
специальные глубинные гидровибраторы. Такое устройство пред-
ставляет собой толстостенную металлическую трубу, в нижней части
которой помещается вибратор. В верхней и нижней частях трубы про-
сверлены специальные отверстия для подачи воды в процессе уплот-
нения. Диаметр уплотненной зоны достигает 3 м.
Чистые рыхлые пески можно уплотнять на глубину до 6 м мето-
дом виброштыкования. Виброштык изготовляют из трубы d = 70 мм,
к нижней части которой приварены три металлические лопасти. На
нижнем конце трубы просверливают отверстия для подачи воды. По-
гружают виброштык высокочастотным вибратором, установленным на
трубе. Установка обслуживается краном.
Мелкозернистые пески, не содержащие примесей глинистых ча-
стиц, можно уплотнять на глубину до 15 м энергией взрыва. Для уплот-
нения в грунт на глубину 4-—10 м опускают заряды ВВ массой в 5 кг.
В результате взрыва грунт уплотняется в радиусе 4,5—5 м. Такой ме-
тод применяют иногда для уплотнения больших объемов водонасы-
щенного песка.
Песчаные водонасыщенные грунты можно уплотнять также пнев-
мопульсационны.м способом. Уплотнение грунта происходит под дей-
ствием толчков сжатого воздуха, подаваемого воздухопроводом под
пульсирующим давлением, не превышающим 0,4МПа, с частотой 10—
15 Гц.
Основания, сложенные как песчаными, так и глинистыми грунтами,
могут быть уплотнены методом предварительного обжатия их силой
тяжести насыпи Однако для создания необходимого давления на уп-
лотняемое основание обычно требуется большой объем грунта насыпи.
При строительстве автомобильных дорог способ предварительного
обжатия можно использовать для уплотнения оснований труб и фун-
даментов устоев мостов. В этих случаях на месте трубы или устоя
моста вначале отсыпают насыпь, а после уплотнения основания отры-
134
влют котлован для устройства фундаментов. Такая последовательность
работ не только вызывает уплотнение основания, но уменьшает и даже
полностью устраняет влияние насыпи на перемещения трубы или
фундамента мостового устоя.
Уплотнить водопроницаемые грунты можно понижением уровня
грунтовых вод с помощью иглофильтровых установок или колодцев.
Этим устраняется взвешивающее действие воды на грунтовые частицы,
что увеличивает их вес, под действием которого и происходит уплот-
нение основания.
§ 20. СПОСОБЫ ЗАКРЕПЛЕНИЯ ГРУНТОВ
Под закреплением грунтов подразумевают такие методы их упроч-
нения, при которых между частицами грунта искусственным путем
создаются дополнительные связи, в результате чего возрастает проч-
ность грунта и уменьшается его сжимаемость. В отличие от методов
уплотнения, рассмотренных выше, при закреплении грунтов их струк-
тура существенно не изменяется.
Прочность грунтов при закреплении их увеличивается в результате
специальной обработки. Так, при инъекционном методе в поры грунта
нагнетаются различные растворы-отвердители. В этом случае увели-
чивается и плотность закрепленного грунта за счет дополнительной
массы нагнетаемого раствора.
При термических методах закрепления грунтов, к которым отно-
сится обжиг и замораживание, в первом случае происходят необрати-
мые изменения в связях между частицами грунта под действием высо-
ких температур; во втором случае дополнительные связи возникают
вследствие перехода воды из жидкого в твердое состояние. Наконец,
электроукрепление грунтов сопровождается как их уплотнением за
счет уменьшения влажности, так и образованием дополнительных
связей в результате электрохимических процессов, возникающих при
прохождении через грунт постоянного электрического тока.
Инъекционные методы закрепления грунтов. Силикатиза-
ция. При этом методе в грунте образуется гель кремниевой кислоты,
который при отвердении цементирует грунтовые частицы, превращая
закрепляемый грунт в прочный и водонепроницаемый массив. В каче-
стве основного вяжущего вещества используют натриевое жидкое
стекло (раствор силиката натрия).
Метод силикатизации применяют для закрепления крупнозерни-
стых и среднезернистых песков с коэффициентом фильтрации от
0,0023 до 0,092 см/с. В этом случае в грунт нагнетают поочередно
раствор жидкого стекла и хлористого кальция СаС12. Этот метод
получил название двухрастворного. Он обеспечивает высокую проч-
ность грунта (табл. 6.1) и практически его полную водонепроницае-
мость. Недостатками этого способа являются высокая стоимость и
большая трудоемкость работ. Поэтому его применяют преимущественно
для усиления оснований под существующими сооружениями.
Для закрепления мелких и пылеватых песков с коэффициентом
фильтрации от 0,0006 до 0,006 см/с применяют однорастворный способ
135
силикатизации. В грунт нагнетают гелеобразующий раствор из жид*
кого стекла и фосфорной кислоты либо из жидкого стекла, серной кис-
лоты и сернокислого аммония. Первая рецептура обеспечивает более
быстрое образование геля. Прочность закрепленного грунта указана
в табл. 6.1. Она значительно ниже, чем при двухрастворном способе.
Этот способ применяют главным образом для устройства противо-
фильтрационных завес.
Таблица 6.1
Коэффициент фильтрации грунта Способ закрепления Предел проч- ности на сжатие через 28 суток, кПа
Крупные и средние пески: . 0,006 4-0,012 0,012 4-0,023 0,023 4- 0,092 Мелкие и пылеватые пески 0,0006 4- 0,006 Лёссовый грунт 0,0001 4-0,0023 Двухраствор- ный Однораствор- ный То же 3400—2900 2900—1900 1900—1500 390—490 590—1500
Однорастворпый способ силикатизации используют и для закреп-
ления лёссовых просадочных грунтов, имеющих коэффициент филь-
трации от 0,0001 до 0,0023 см/с. При этом в грунт нагнетают раствор
одного жидкого стекла. Гель образуется в результате реакции раствора
жидкого стекла с водорастворимыми солями грунта и его обменным
комплексом. Роль второго раствора выполняет сам грунт.
В последние годы начали применять метод газовой силикатизации
грунта, который основан на использовании в качестве отвердителя
жидкого стекла углекислого газа СО2. При закреплении в грунт после-
довательно нагнетают раствор силиката натрия и углекислый газ.
Этот способ применим для закрепления песчаных, супесчаных и лёс-
совых грунтов с коэффициентом фильтрации от 0,00011 до 0,0023 см/с.
Прочность образцов закрепленного грунта достигает 2000 кПа
(20 кгс/см2).
Растворы нагнетают в грунт при силикатизации через инъекторы
(рис. 6.8). Последние изготовляют из стальных труб внутренним диа-
метром 32—42 мм. В нижней части инъектора имеется перфорирован-
ное звено длиной 0,5—1,5 м с отверстиями диаметром 2—3 мм. На
глубину до 15 м инъекторы погружают в грунт путем забивки, для чего
используют пневматические молотки и легкие копровые установки
с подвесными молотами массой 100—150 кг. При большей глубине
инъекторы забивают в пробуренные скважины, глубина которых дела-
ется на 2—3 м меньше глубины погружения инъекторов.
При силикатизации с поверхности нужно оставить слой неза-
крепленного грунта не менее 1—1,5 м. Если этого не делают, на по-
верхности грунта устраивают бетонную подготовку толщиной не
менее 10 см с отверстиями для пропуска инъекторов.
136
Растворы нагнетают в грунт с помощью специального насосного
агрегата, соединенного шлангами с инъекторами. Давление при нагне-
тании должно быть не более 1500 кПа при силикатизации крупных и
средних песков и 500 кПа при силикатизации мелких и пылеватых
песков и лёссов.
Для образования сплошного массива закрепленного грунта инъек-
торы размещают в плане в шахматном порядке в вершинах равносто-
Рис. 6.8. Инъектор для силикати-
зации грунта
Рис. 6.9. Схема расположения
инъекторов и образование за-
крепленного массива по заходкам
ронних треугольников. Расстояние между инъекторами принимают
такое, чтобы любая точка грунта находилась в радиусе действия инъек-
тора г. Тогда расстояние между инъекторами будет 1,73 г, а расстоя-
ние между рядами — 1,5 г (рис. 6.9). Радиус действия одного инъектора
колеблется в пределах 0,5—1,0 м в зависимости от вида грунта, его
коэффициента фильтрации и способа закрепления.
Грунт закрепляют за несколько за ходок. Высота одной заходки
равна длине инъектора плюс 0,5 г. При глубине более 5 м закрепляе-
мый массив разбивают по вертикали на несколько зон, каждую из
которых закрепляют по заходкам.
137
Закрепление однородных грунтов следует производить сверху
вниз. В этом случае верхняя закрепленная зона позволяет эффектив-
нее вести закрепление нижележащих слоев грунта. Если же коэффи-
циент фильтрации с глубиной возрастает, то закреплять грунт надо
снизу вверх. В неоднородных слоистых грунтах в первую очередь
закрепляют слой с большим коэффициентом фильтрации.
Полимеризация. Для закрепления грунтов этим способом,
называемым также смолизацией, наиболее часто применяют карбо-
мидные полимеры.
Полимеризацию используют для закрепления сухих и водонасы-
щенных песков с коэффициентом фильтрации от 0,0004 до 0,006 см/с
при наличии глинистых частиц не более 2% и pH водной вытяжки
менее 7,6. При содержании глинистых частиц в грунте от 2 до 4%
и pH от 7,6 до 8 способ можно применять при условии предварительной
обработки грунта 1—5%-ным раствором соляной кислоты.
Для закрепления песка применяют водный раствор (крепитель М)
мочевиноформальдегидного полимера плотностью 1,075^-1,08 г/см3
(100 частей) и раствор соляной кислоты 3% концентрации (4-—6 ча-
стей). Рабочий раствор приготовляют путем смешения этих растворов
непосредственно перед инъекцией в грунт. В результате взаимодей-
ствия растворов образуется гель, который связывает частицы песка
в прочный монолит. Преимущество этого способа перед способом одно-
растворной силикатизации мелких и пылеватых песков заключается
в более высокой прочности закрепленного грунта. Такой грунт имеет
прочность при сжатии 1000—2000 кПа, тогда как при однорастворной
силикатизации прочность его достигает лишь 400—500 кПа.
Радиус закрепления грунта в зависимости от коэффициента фильтра-
ции составляет: при кф = 0,0004 0,0006 см/с г = 0,4—0,5 м, а при
кф = 0,001 — 0,006 см/с г = 0,6—0,8 м. Организацию работ преду-
сматривают такую же, как и при силикатизации. Для нагнетания раст-
воров используют то же оборудование.
Цементация, глинизация и битумизация. Эти
методы применяют главным образом для уменьшения водопроницае-
мости трещиноватых скальных пород при проходке в них выра-
боток.
Цементация скальных пород возможна, если ширина трещин
в скале превышает 0,15—0,2 мм и скорость грунтовых вод не более
0,25 см/с. Этот способ можно применять и для закрепления крупнозер-
нистых песков, гравелистых и галечниковых грунтов с целью созда-
ния противофильтрационной завесы и увеличения несущей способно-
сти грунтов.
При закреплении скальной породы цементный раствор нагнетают
через пробуренные скважины. Заполняя трещины и пустоты в скале,
раствор придает монолитность породе и уменьшает ее водопроницае-
мость. В несвязные грунты цементный раствор нагнетают через инъек-
торы, как и при силикатизации.
Аналогично производят и глинизацию. Материалом для глиниза-
ции служит водная суспензия бентонитовых и суббентонитовых глин
с содержанием монтмориллонита не менее 60%.
138
Битумизация трещиноватых скальных пород может быть горячей
и холодной. Первый способ используют для уменьшения водопроницае-
мости трещиноватых скальных пород. По сравнению с цементацией
битумизацию можно осуществлять при больших скоростях течения
грунтовых вод и наличии больших каверн, а также агрессивных вод.
Этот метод применим при ширине трещин более 3—5 мм и удель-
ном водопоглощен и и не менее 17 см3/с. Сущность метода заключается
в том, что в пробуренные скважины диаметром d = 100 мм нагне-
тается под давлением битум, нагретый до температуры 200—220° С.
Нагнетают его через трубчатые инъекторы d = 40—50 мм, имеющие
в нижней части отверстия.
Холодную битумизацию грунтов производят при помощи битум-
ной эмульсии с коагулянтом, который после нагнетания вызывает
вклеивание частичек битума между собой с отделением воды. Этот
метод можно использовать для устройства противофильтрационных
завес в песчаных грунтах с коэффициентами фильтрации 0,012—
0,120 см/с.
Укрепление глинистых грунтов с помощью электрического тока.
Глинистые водонасыщенные грунты со степенью влажности, близкой
к 1,0 или равной ей, невозможно укрепить с помощью рассмотренных
выше инъекционных способов, так как такие грунты обладают малой
проницаемостью. Не эффективны для водонасыщенных глинистых
грунтов и методы поверхностного трамбования и глубинного уплотне-
ния грунтовыми сваями, рассмотренные в § 19.
Для уплотнения глинистых грунтов требуется значительно боль-
шее время, чем обеспечивают способы уплотнения, основанные на дина-
мическом характере местных воздействий на грунт. При таких воз-
действиях в пластичных, насыщенных водой глинистых грунтах воз-
никают, главным образом, деформации изменения формы, а не объем-
ные.
Глинистые водонасыщенные грунты можно укреплять с помощью
электрического тока. Если через глинистый грунт пропускать посто-
янный электрический ток, то содержащаяся вода в грунте будет дви-
гаться в сторону катода. Это явление получило название электроос-
моса. Кроме того, в глинистых грунтах под влиянием воздействия
постоянного электрического тока часть связанной воды переходит
в свободную, в результате чего увеличивается эффективное сечение
пор, способное пропускать свободную воду. Вследствие этого коэф-
фициент фильтрации в суглинистых грунтах возрастает в 10—12,
а глинистых до 100 раз.
Наряду с явлением электроосмоса в грунте может происходить
явление электрофореза —• движение отрицательно заряженных колло-
идных частиц и мелких глинистых частиц к положительному полюсу
источника тока. Электрофорез способствует осветлению откачиваемой
из грунта воды. Удаляя избыток воды у катодов при электроосмосе,
можно добиться уменьшения влажности глинистого грунта и его
уплотнения.
Использование способа электроосмоса для осушения котлованов
рассмотрено в § 11. Аналогично можно осушать глинистый незасолен-
139
ный грунт с целью его уплотнения. Для этого в грунт на глубину
уплотнения погружают электроды (рис. 6.10). В качестве катодов ис-
пользуют иглофильтры. Мощность электроустановки, кВт, при элек-
троосмотическом уплотнении определяют по формуле
= Тоооя9 ’
где / — напряжение, В; R3 — сопротивление системы электродов, Ом.
Рис. 6.10. Схема электроосушения грунтов:
/ — электроды-иглофильтры (катоды); 2 — глухие электроды (аноды);
3 — коллектор; 4 — соединительные токопроводы; 5 — гибкие шлан-
ги; 6 — насосы ЛИУ; 7 — водосброс; 8 — мотор-генератор; 9 — на-
чальный уровень грунтовых вод; 10 — депрессионная кривая
Величину R3 вычисляют по выражению
/ Ь3 . 2 . а9 \
Рэ — Н----ln-^-2-
о __ \а3 л 2лг ]
/сР(п-1)(т-1)
(6.6)
где ba и а9 — расстояние между рядами электродов и между электро-
дами в ряду соответственно, см; /ср — средняя величина рабочей длины
электродов, см; г — радиус электрода, см; и—число электродов
в ряду; т — число рядов электродов; р9 — удельное электрическое
сопротивление грунта, Ом«см.
Величину рэ можно определить из выражения
Рэ = Яо-^, (6.7)
где Rq — электрическое сопротивление образца грунта, определяемое
лабораторным путем; Ful~- площадь поперечного сечения и длина об-
разца.
140
Расход электроэнергии, МДж, определяют по формуле
№9 = 3,6Р9/9, (6.8)
где /э—время уплотнения грунта, устанавливаемое на основе опытных
работ в зависимости от свойств грунта и требуемого эффекта уплот-
нения, ч.
При длительном воздействии постоянного электрического тока на
глинистый грунт в нем помимо электроосмоса происходит электролиз
и возникают сложные физико-химические процессы, ведущие к обра-
зованию необратимых соединений. В результате создается дополни-
тельное упрочнение грунта. В этом случае можно говорить об электро-
химическом закреплении грунтов.
Электрохимический способ закрепления глинистых грунтов без
введения каких-либо химических добавок можно применять при коэф-
фициенте фильтрации меньше 6 -10~® см/с и числе пластичности грунта
1Г„>5.
Способ электрохимического закрепления наклонно залегающих илистых тиксо-
тропных глин был успешно применен на строительстве четырех пролетного моста
в Канаде. До закрепления под действием сотрясений при забивке свай слой глины
пришел в движение, поставив под угрозу продолжение работ. Для стабилизации глин
были забиты в грунт трубчатые анодные и катодные электроды на глубины от 13 до
42 м. Из катодных электродов с помощью глубинных насосов откачивалась вода,
собиравшаяся в процессе электроосмоса. Работы продолжались три месяца. В резуль-
тате прочность грунта повысилась настолько, что были успешно завершены работы
по погружению свай, а грунт, став устойчивым, выдерживал даже откос 1:1, несмотря
п а воздействие работающих механизмов.
При коэффициентах фильтрации грунта больше 6’Ю-6 см/с для
электрохимического закрепления необходимо вводить специальные
химические вещества в грунт. В таких грунтах обычно электроосмос
сочетают с силикатизацией. Этот способ закрепления грунтов получил
название электросиликатизации. Электроосмос способ-
ствует лучшему прониканию в грунт гелеобразующих растворов.
Поэтому способ электросиликатизации можно использовать для за-
крепления грунтов с более низкими значениями коэффициента филь-
трации, в которых применять обычную силикатизацию неэффективно.
Электросиликатизация успешно применялась для закрепления грун-
тов под фундаментами существующих сооружений с целью усиления
оснований и ликвидации аварийных состояний сооружений.
Электрохимическим способом можно закреплять грунты с коэффи-
циентами фильтрации менее 1 • 10~б см/с с использованием электроли-
тов, специально вводимых в грунт через аноды (например, хлористого
кальция).
Обжиг грунтов. Маловлажные лёссы и лёссовидные суглинки
с коэффициентом газопроницаемости 0,15—0,30 см/с, гумусированные
суглинки, а также глинистые грунты, обладающие крупнопористой
структурой, можно укреплять термическим способом — путем их
обжига раскаленными газами на глубину 6—15 м.
В процессе обжига в грунте происходят необратимые изменения,
в результате чего устраняются просадочные свойства лёссовых грун-
тов и увеличивается их прочность как в сухом состоянии, так и после
141
замачивания. Обожженный грунт, кроме того, утрачивает способность
к набуханию и усадке. Сопротивление сдвигу обожженного грунта
возрастает в несколько раз (минимум в 2—3 раза). Модуль деформа-
ции грунта, подвергнутого обжигу, составляет не менее 19,6—26,4 МПа.
Расчетное сопротивление обожженного грунта принимают 390—
590 кПа.
По сравнению с инъекционными методами закрепления грунтов
этот способ более экономичен. Недостатком метода является то, что
обожженный грунт обладает повышенной водопроницаемостью. Когда
Рис. 6.11. Схема термического укрепления про-
садочных грунтов при сжигании жидкого топ-
лива в скважине:
1 — просадочный грунт; 2 — непросадочный грунт;
3 — компрессор; 4 — трубопровод для подачи воз-
духа в камеру сгорания; 5 — емкость для горючего;
6 — насос для подачи горючего под давлением в сква-
жину; 7 — трубопровод для горючего; 8 — фильтр;
9 — форсунка; 10 — затвор с камерой сгорания;
11 — скважина; 12 — зона укрепленного грунта
просадочная толща подвер-
гается обжигу не на пол-
ную глубину, необходимо
предохранять нижний про-
садочный слой от замачи-
вания.
Обжиг производят че-
рез пробуренные в грунте
скважины диаметром d =
— 15—20 см. Известны два
способа обжига. По перво-
му способу в скважины
нагнетают под давлением
горячий воздух, предвари-
тельно нагретый до темпе-
ратуры 600—800° С в спе-
циальных стационарных
или передвижных нагрева-
тельных агрегатах. Этот
способ является более до-
рогим и сложным в произ-
водственном отношении,
чем второй.
По второму способу
горючее сжигают непо-
средственно в скважине
(рис. 6.11). Устья скважин сверху закрывают специальными
герметичными затворами. В качестве горючего можно исполь-
зовать различные виды жидкого, газообразного и твердого топ-
лива.
Искусственное замораживание грунтов. Этот способ используют
для ограждения глубоких котлованов, отрываемых в водонасыщенных
грунтах. Стенка из замороженного грунта вокруг котлована восприни-
мает давление воды и грунта, а также препятствует поступлению воды
в котлован. Искусственное замораживание грунтов применяют при
постройке подземных вестибюлей и наклонных вводов метрополитена,
при сооружении шахт в горном деле, для устройства противофильт-
рационных завес в гидротехническом строительстве; его можно исполь-
зовать также для ограждения больших котлованов при сооружении
фундаментов мостов.
142
При искусственном замораживании по периметру котлована в грун-
те па определенном расстоянии устанавливают замораживающие ко-
лонки внутренним диаметром 100—150 мм (рис. 6.12). Внутри колонок
циркулирует охлаждающий раствор (обычно раствор СаС12), который
поступает через внутреннюю трубу, а затем поднимается вверх, омы-
вая стенки наружной трубы. Охлажда-
ющий раствор отнимает тепло у окружа-
ющего грунта и замораживает его. Вокруг
каждой колонки образуется цилиндриче-
ская область замороженного грунта, диа-
метр которой в процессе замораживания
увеличивается.
С течением времени замороженные зоны
вокруг отдельных колонок сливаются
между собой, образуя сплошную стенку
замороженного грунта. Замораживающие
колонки чаще всего погружают в спе-
циально пробуренные в грунте скважины.
Бурение в неустойчивых грунтах произ-
водят с применением обсадных труб или
с помощью глинистого раствора, удержи-
вающего стенки скважины от обрушения.
Применяют также способ непосредствен-
ного погружения колонок с использова-
нием подмыва.
Охлаждают раствор с помощью специ-
альных холодильных установок. В строи-
тельной практике чаще всего используют
аммиачные установки.
Толщину стенки замороженного грун-
та определяют расчетом. На стенку дей-
ствует давление воды и грунта во взве-
шенном состоянии. При кольцевой форме
стенки в плане (рис. 6.13) в ней возникают
только сжимающие напряжения. Для этого
Рис. 6.12. Замораживающая
колонка:
1 — замораживающая труба;
2 — диафрагма; 3 — питатель-
ная трубка; 4 — отводящая
трубка; 5 — башмак
случая толщину стенки можно определить
по формуле Ламе
<6-9>
где D3 — внутренний диаметр стенки, определяемый размерами соору-
жения в плане; р — суммарная интенсивность давления воды и грунта
на стенку на уровне дна котлована; R — расчетное сопротивление мерз-
лого грунта на сжатие, зависящее от вида грунта, его состояния и
температуры.
Глубину стенки замороженного грунта выбирают из условия дове-
дения ее до водоупора и заглубления в водоупор на 2—3 м. При иной
форме стенки в плане ее рассчитывают как раму — на суммарное
горизонтальное давление воды и грунта. Для расчета по высоте стенки
143
выделяют участок, равный 1 м, расположенный у дна котлована, rj
давление грунта и воды будет наибольшим. После определения нео
ходи мы х размеров стенки можно подсчитать объем грунта, подлежа'
щего замораживанию.
Рис. 6.13. Схема к расчету кольцевой стенки из замороженного
грунта:
1 — замороженный грунт; 2 — колонка для замораживания
Количество холода Qt (количество отнимаемого у грунта тепла),
необходимого для создания стенки требуемой величины, можно опре-
делить, кДж, по формуле f
Qt = Д' ViCr (fj + tz) + Д$ V2 + соб + СгЛ), (6.10)
где Vi — объем скелета грунта в замораживаемом объеме, м1 * 3 * * * *; Д' —
плотность грунта, кг/м8; — начальная температура; t2 — конечная
температура грунта по абсолютной величине; V2 — общий объем
воды в замораживаемом грунте, м3; Д'о — плотность воды, равная
144
1000 кг/м8; соб — скрытая теплота льдообразования, равная
331 кДж/кг; сг, cw, сл — массовые теплоемкости грунтового скелета,
коды п льда, принимаемые в среднем равными сг = 0,84; cv = 4,19;
с, 2,09 кДж/кг «К.
Первое слагаемое в этой формуле учитывает количество холода,
необходимого для охлаждения грунтового скелета до температуры /2,
второе — для охлаждения воды в грунте.
В случае глинистых грунтов при вычислении Qt необходимо учи-
тывать количество незамерзшей воды в них. Тогда в правую часть
формулы необходимо добавить член
Ao V з соб »
где К3 •— объем незамерзшей воды, м3.
Тепловая мощность одной колонки, кВт, составит
qt = qQndHh, (6.11)
где dn —наружный диаметр колонки, м; h — глубина погружения
колонки, м; q0<— коэффициент теплоотдачи 1 м2 поверхности колонки,
принимаемый ориентировочно равным 0,23-—0,29 кВт/м2. Мощность
холодильной установки с учетом потерь в системе
Qy = (1,1-т-1,15) пк<7/, (6.12)
где /?к — общее число колонок.
В соответствии с этой величиной определяют потребное количество
холодильного оборудования.
Время активного замораживания на создание стенки из заморо-
женного грунта приближенно можно определить по формуле
Т* = 3600 (д/Пк-О.ОО^п^б) ’
где kn ‘— поверхностная плотность теплового потока, притекающего
из грунта. Эту величину ориентировочно принимают равной 5—9 Вт/м2;
F6— площадь боковой поверхности замороженной стенки, м2.
Меняя число колонок, а следовательно, и расстояния между ними,
можно изменять время, необходимое для замораживания стенки.
Обычно расстояние между колонками колеблется в пределах 1,0—3,0 м.
При расстоянии между колонками 1,5—2,0 м время активного замора-
живания составляет около 40—70 дней.
В процессе выполнения строительных работ стенку котлована
нужно сохранять в мерзлом состоянии. Это — так называемая стадия
пассивного замораживания. На этом этапе мощность холодильных
установок используется не полностью.
Метод искусственного замораживания затруднителен при скоро-
стях течения грунтовых вод, превышающих 0,0025 см/с.
ГЛАВА 7
СВАЙНЫЕ И СТОЛБЧАТЫЕ
ФУНДАМЕНТЫ
§ 21. ВИДЫ СВАЙНЫХ И СТОЛБЧАТЫХ
ФУНДАМЕНТОВ
Свайные и столбчатые фундаменты в мостостроении сооружают
в тех случаях, когда в верхних слоях грунтовой толщи залегают
грунты, имеющие низкую прочность и высокую сжимаемость. Их соору-
Рис. 7.1. Фундамент с вертикальными желе-
зобетонными сваями сплошного сечения:
а — фасад; б — вид по 1 — Г, в — план свай на
отметке 137,80 м
жают также в прочных грун-
тах, залегающих у поверх-
ности, но при большой глу-
бине воды или значительном
размыве дна водотока.
На свайные и столбчатые
фундаменты по сравнению
с массивными глубокого зало-
жения расходуется, как пра-
вило, меньше материалов, они
имеют более низкую стоимость
и большую степень использо-
вания прочности материала
фундаментов. Такие фунда-
менты более индустриальны
благодаря меньшему весу и
меньшим размерам несущих
элементов. Их можно пол-
ностью или частично изготов-
лять сборными, в то время
как массивные фундаменты
глубокого заложения делают
преимущественно монолитны-
ми. На устройство свайных и
столбчатых фундаментов тра-
тится меньше времени, чем на
устройство массивных фундаментов. Производство работ по устройству
свайных и столбчатых фундаментов не вредно для рабочих, что также
является их преимуществом по сравнению с кессонными фундаментами.
Значительно расширена область применения свайных фундаментов
в промышленном и гражданском строительстве. Раньше свайные
фундаменты возводили исключительно в тех случаях, когда у поверх-
146
мости залегали грунты, обладающие низкой прочностью и высокой сжи-
маемостью; в последние же годы свайные фундаменты зданий возводят
и на грунтах, имеющих достаточную прочность. Применять свайные
фундаменты на таких грунтах вместо сборных фундаментов на естест-
венном основании особенно целесообразно для бесподвальных зданий.
Широкому внедрению свайных и столбчатых фундаментов способ-
ствовал общий прогресс строительной техники. Если раньше основ-
Рис. 7.2. Опора моста на фундаменте с высоким ростверком и винтовыми сваями:
а — фасад; б — разрез по осн опоры; в — боковой вид; г — план свай на отметке
— 2,41м (подводный бетон не показан; пунктиром условно обозначен контур опоры
на отметке —1,41 м); I — винтовые сваи с железобетонным стволом d = 540 мм;
2 — подводный бетон м 200; 3 — бутобетон м 200; 4 — бетон м 200
ным типом свай являлись деревянные и железобетонные сваи сплош-
ного сечения, глубина погружения которых не превышала 20 м,
а грузоподъемность одной сваи была, как правило, меньше 1 МН
100 тс), то в настоящее время создано мощное оборудование,
которое позволяет устраивать сваи и столбы на глубине до 50—60 м.
Эта глубина погружения не является техническим пределом.
Известны примеры устройства столбчатых фундаментов и с большей
глубиной. Несущая способность современных свай и столбов большого
диаметра достигает нескольких меганьютонов.
Конструктивные элементы свайного фундамента пояснены на
рис. В. 2. По положению подошвы плиты ростверка относительно по-
верхности грунта свайные фундаменты могут быть с высокими рост-
верками (рис. 7.1 и 7.2) и с низкими (рис. В.2 и 7.3). В фундаменте
147
с высоким ростверком подошва плиты расположена выше поверхности
грунта. В современном мостостроении наиболее распространены фун-
даменты с высокими ростверками. Применение их особенно при зна-
чительных глубинах воды позволяет сократить объем кладки фунда-
мента, уменьшить его стоимость и упростить технологию работ.
При строительстве сооружений на местности, не покрытой водой,
преимущественно применяют фундаменты с низкими ростверками.
Рис. 7.3. Фундамент опоры арочного моста с буровыми сваями си-
стемы Хлебникова
План сбой
на отметке -3,60
Свайные фундаменты сооружают как с одними вертикальными
сваями (см. рис. 7.1 и В.2), так и с наклонными сваями (см. рис.
7.2 и 7.3).
Применять фундаменты с высокими ростверками, имеющими только
вертикальные сваи, целесообразно при малых значениях горизонталь-
ных нагрузок, небольших свободных длинах свай, а также при боль-
шом диаметре стволов свай. Погружать вертикальные сваи значи-
тельно проще, чем наклонные. Недостатком таких фундаментов явля-
ется потребность в более развитых в плане плитах ростверков для раз-
мещения свай. Плиты фундаментов с наклонными сваями более ком-
пактны в плане, поскольку в таких ростверках расстояния между
сваями на уровне подошвы плиты можно принимать меньшими, чем
при одних вертикальных сваях. Фундаменты с вертикальными сва-
148
ими при действии значительных горизонтальных нагрузок и моментов
деформируются больше по сравнению с фундаментами, имеющими
наклонные сваи.
В фундаментах с низкими ростверками сваи работают в более
благоприятных условиях на действие горизонтальных нагрузок, так
как и сваи по всей длине, и плита ростверка окружены грунтом,
250
О) 250
1380
&
163
315
90 Ю(^
5.00088.
5,00
о)
13.45
^рооомю
necQuiwtibio
1-102'2)
505 595 595 605
550
250
550
800
24Q3L-
Рис. 7.4. Опора моста на фундаменте со столбами, погруженными в нескаль-
ные грунты:
500088
-21.50
ХМежморенны?'
Белины трг.о-
-пластичные
35
Ж
а — фасад; б — вид вдоль осн моста
который оказывает сопротивление горизонтальным силам. Поэтому
часто в таких фундаментах используют только вертикальные сваи.
К наклонным сваям в фундаментах с низкими ростверками приходится
прибегать в тех случаях, когда очень значительные горизонтальные
силы не могут быть полностью восприняты вертикальными сваями.
Такие случаи возможны при устройстве фундаментов подпорных стен
мостовых устоев и опор арочных мостов (рис. 7.3).
Столбчатые фундаменты отличаются от свайных большими диа-
метрами несущих элементов и вертикальностью их положения.
Устраивать наклонные столбы диаметром более 1,6 м более сложно в
производственном отношении, чем вертикальные. Столбчатые фун-
149
даменты по конструкции, условиям работы столбов в грунте и техноло-
гии работ сходны со свайными фундаментами. Поэтому границу между
этими типами фундаментов можно наметить лишь условно.
К свайным фундаментам в дальнейшем будем относить такие,
у которых диаметр несущих вертикальных и наклонных элементов
меньше 1,6 м, а к столбчатым — те, у которых диаметр вертикальных
несущих элементов больше 1,6 м.
Фасад
Рис. 7.5. Фундамент опоры моста через реку Миньцзян со столбами, заде-
ланными в скалу
Столбчатый фундамент состоит из столбов и ростверка (рис. 7.4).
Столбчатые фундаменты, как и свайные, могут быть с высокими
(рис. 7.4, 7.5) и низкими ростверками (рис. 7.6).
По характеру работы свай в грунте следует различать фундаменты
на висячих сваях, у которых концы свай не доходят до прочных и
малосжимаемых скальных и полускальных грунтов (рис. 7.1, 7.2, 7.3).
В фундаментах на сваях-стойках (см. рис. В.2) концы свай опи-
раются на скальный или полускальный прочный и малосжимаемый
грунт. Аналогично свайным, подошва столбов столбчатых фундамен-
тов может не доходить до скального грунта (рис. 7.4), или столбы
могут быть заделаны в скалу (рис. 7.5, 7.6).
При опирании подошвы сваи или столба на скальный грунт, ко-
торый по сравнению с вышележащими слоями грунтов является не-
сжимаемым, практически вся нагрузка (рис. 7.7) грунту передается
через подешву:
P = NQ.
(7.1)
150
Несущая способность опертой сваи или столба будет зависеть от
прочности скального основания, расположенного под подошвой,
а также от прочности материала ствола сваи. Осадка фундамента,
Рис. 7.6. Опора моста на фундаменте с низким ростверком и столбами, заделан-
ными в скалу:
а — фасад; 6 — вид по осн моста
возведенного на таких несущих элементах, складывается из осадки
скального основания и осадки за счет продольных деформаций сжатия
ствола. Обычно и та и другая величины незначительны.
Нагрузка, действующая на висячую сваю или столб, передается
грунту через боковую поверхность и подошву. В грунте возникают
151
реактивные касательные составляющие, распределенные по боково!
поверхности с равнодействующей Мб» и составляющие, действующи
Рис. 7.7. Схемы действия сил на
опертые (а) и висячие (б) сваи и
столбы
на подошву с равнодействующей Мд
(рис. 7.7, б). Таким образом, J
Р = Мб + М0. (7.2)1
Несущая способность по грунту!
свай и столбов, подошвы которых не!
опираются на скальный грунт, зави- |
сит как от свойств грунтов, окру- ’
жающих ствол, так и от свойств грун- |
та, залегающего под подошвой. Осад- J
ка висячей сваи или столба склады- i
вается из осадки от продольных де-
формаций ствола и осадки, обуслов-
ленной деформациями грунта, причем
первая величина бывает обычно зна-
чительно меньше второй.
Свайные и столбчатые фунда-
менты, показанные на рис. 7.1—7.6,
имеют монолитные ростверки, рас-
положенные ниже горизонта вод или поверхности грунта. Такие фун-
даменты устраивают при больших нагрузках, действующих на опоры
Рис. 7.8. Свайный фундамент крупнопанельного дома:
1 — стеновая панель; 2 — ростверк под поперечной стеной; 3 — оголовок
сваи; 4 — железобетонные сваи длиной 5 м; 5 — шлак
(мосты больших и средних пролетов), в случаях значительной высоты
опор и при сильном ледоходе.
На рис. 7.8 для примера показана конструкция свайного фунда-
мента жилого здания.
§ 22. КОНСТРУКЦИИ СВАЙ И СТОЛБОВ
Ниже рассмотрены основные типы свай и столбов, наиболее рас-
пространенные в мостостроении.
Современные виды свай и столбов по способу устройства можно
разделить на две основные группы: забивные и набивные. В первую
152
группу входят сваи, погружаемые в готовом виде в грунт путем за-
бивки, вибропогружением и вдавливанием. К этой группе свай относят:
деревянные, железобетонные сплошного сечения, стальные из про-
катных профилей, а также железобетонные и стальные оболочки без
заполнения их внутренней полости бетоном. Родственны этой группе
винтовые сваи, погружаемые в грунт в готовом виде путем завинчи-
вания. Несущие элементы первой группы являются конструкциями
индустриального изготовления.
Во вторую группу входят сваи и столбы, изготовляемые непосред-
ственно в грунте на месте устройства фундамента. Для этого предва-
рительно тем или иным путем пробуривают скважины, которые за-
тем заполняют бетоном. При необходимости в скважины ставят арма-
турные каркасы. Такие сваи широко распространены в отечественной
и зарубежной строительной практике. В технической литературе эти
сваи еще часто называют буронабивными или просто буровыми сва-
ями.
К несущим элементам, изготовляемым путем заполнения скважин
нетрамбуемым бетоном; относятся сваи системы Е. Л. Хлебникова и
аналогичные^м, сваи и столбы, для устройства которых применяют
специальные передвижные универсальные установки, обеспечивающие
выполнение всех операций по изготовлению несущих элементов. По-
добные установки широко распространены за рубежом (системы «Бе-
ното», «Като» и др.).
Другой разновидностью набивных свай являются сваи, устраи-
ваемые с помощью предварительно забиваемой в грунт инвентарной
металлической оболочки, которую затем извлекают, а образуемую
полость заполняют (набивают) трамбуемым бетоном. К таким сваям
относят частотрамбованные сваи, сваи Франки и др.
Необходимость бетонирования свай непосредственно на месте уст-
ройства фундамента является существенным недостатком набивных
несущих элементов по сравнению с забивными. Набивные сваи отно-
сятся к монолитным конструкциям. При их бетонировании необхо-
дим тщательный контроль за качеством выполнения бетонных работ.
В строительной практике известны случаи некачественного устройства
набивных свай, особенно с помощью извлекаемых инвентарных оболо-
чек из-за несоблюдения правил их бетонирования. При этом возникали
разрывы сплошности стволов, местные утоньшения (шейки) и рако-
вины.
Недостатком набивных свай, как и всех монолитных конструкций,
является и то, что они могут воспринимать нагрузки не сразу, а только
после того, как бетон наберет необходимую прочность. Кроме того,
применять набивные сваи затруднительно при строительстве фунда-
ментов на вечномерзлых грунтах.
Набивные несущие элементы в то же время имеют ряд преимуществ
по сравнению с забивными элементами. Буронабивные сваи при ис-
пользовании соответствующего современного бурового оборудования
можно устраивать на большие глубины, практически в любых грун-
тах, в том числе и в грунтах при наличии твердых включений, про-
слоек скальных и полускальных пород и т. п. В таких условиях
153
применять забивные сваи нецелесообразно из-за трудности или невоз-
можности их погружения в грунт.
Преимуществом набивных свай является то, что их можно изго-
товлять со значительным уширением в нижней части, что позволяет
резко повысить несущую способность свай по грунту. Наконец, при
устройстве буронабивных несущих элементов не возникает колебаний
окружающего грунта, как при забивке или вибропогружении готовых
свай. Вследствие этого их можно применять для усиления фун-
даментов аварийных сооружений и устройстве фундаментов
вблизи существующих сооружений, чувствительных к колебаниям
грунта.
Промежуточное положение между указанными двумя основными
группами занимают железобетонные и стальные оболочки, погружае-
мые в грунт в собранном виде, полости которых полностью или ча-
стично заполняют затем бетоном на месте после погружения.
Следует также выделить несущие элементы в виде готовых свай
и оболочек, опускаемых в предварительно пробуренные скважины.
Погружение свай в заранее пробуренные скважины широко практи-
куется при устройстве фундаментов в вечномерзлых грунтах. Известны
примеры использования этого метода для сооружения фундаментов
опор мостов из свай и оболочек и в труднопроходимых грунтах, имею-
щих положительные температуры. В последнем случае при диаметре
скважины, превышающем размеры поперечного сечения сваи, про-
странство между стенками скважины и сваей заполняется цементным
раствором.
Ниже рассматриваются конструкции несущих элементов первой и
второй групп, которые применяют в мостостроении.
Деревянные сваи. К преимуществам деревянных свай относятся
их небольшая масса, достаточно высокая прочность и простота изго-
товления. Для погружения деревянных свай не требуется тяжелого
оборудования. Деревянные сваи можно погрузить в грунт путем за-
бивки или виброметодом. Деревянные сваи трудно забиваются в круп-
нозернистые и гравелистые пески и почти не забиваются в гравий и
гальку.
Недостатком деревянных свай является то, что они могут загни-
вать в зоне переменной влажности при расположении свай выше го-
ризонта грунтовых вод. Для избежания этого в постоянных сооруже-
ниях головы свай должны быть всегда расположены ниже горизонта
самых низких вод не менее чем на 0,5 м. К недостаткам деревянных
свай относится также ограниченность их размеров в случае изготовле-
ния из одиночных бревен и связанная с этим их низкая несу-
щая способность. Число свай в фундаменте получается обычно
большим.
Для изготовления свай используют древесину хвойных пород
(сосна, лиственница, ель и др.) диаметром от 18 до 40 см и длиной
4,5—16 м. Низ сваи обрабатывают в форме острия для облегчения
погружения ее в грунт (рис. 7.9, а). В грунтах, содержащих гравий,
гальку и другие твердые включения, на острие сваи одевают металличе-
ский башмак (рис. 7.9, б). Верх сваи должен быть срезан строго пер-
154
цсндикулярно ее оси. На голову сваи насаживается металлическое
кольцо-бугель, предотвращающее повреждение сваи при ее забивке
(рис. 7.9, в).
Для увеличения размеров деревянных свай были созданы пакет-
ные и клееные сваи. В практике пакетные сваи применялись длиной
до 25 м. Типы поперечных сечений пакетных свай показаны на
рис. 7.9, д. Стыки бревен пакетных свай устраивают вразбежку и пере-
Рис 7.9. Конструкции деревянных свай:
а — деталь заострения нижнего конца сван; б — металлический башмак; в — бу-
гель на голове сваи; г — стыки свай; д — сечение пакетных свай; е — сечение клее-
ной сваи
крывают металлическими накладками. Бревна сплачивают между
собой при помощи металлических болтов. Недостатки пакетных свай
заключаются в большом расходе металла на соединения и высокой
трудоемкости работ по их изготовлению.
Клееные сваи изготовляют из досок толщиной 35—50 мм и длиной
от 2 до 6 м (рис. 7.9, е). Эти сваи можно делать разной длины и с раз-
личной формой поперечного сечения.
Железобетонные сваи сплошного сечения. Такие сваи не имеют
недостатков, присущих деревянным сваям. Изготовляют их на заво-
дах железобетонных конструкций или полигонах. На месте постройки
сваи погружают путем забивки, с применением вибраторов или вдав-
ливанием.
155
Основным недостатком железобетонных свай является их большая
масса. При большой длине и значительных размерах поперечного сече*!
ния для подъема и погружения свай требуется тяжелое крановое
сваебойное оборудование. Поэтому длина таких свай не превышаем
• 24 м. Железобетонные сваи чаще
Сетка 1
По 1-1
Рис. 7.10. Конструкция сваи квадрат-
ного сечения из обычного железо-
бетона
Острие сваи
всего применяют квадратного или
прямоугольного сечения.
Изготовляют такие сваи из
обычного (рис. 7.10) или предва-
рительно напряженного железо-,
бетона (рис. 7.11). Для свай из
обычного железобетона в мосто-
строении используют бетон марки
не ниже 300. В качестве продоль-
ной рабочей арматуры применяют
стержни диаметром 12—32 мм пе-
риодического профиля.
Процент армирования свай ко-
леблется в пределах 1 ч- 7. Ве-
личина защитного слоя продоль-
ной арматуры должна быть не
менее 3 см. Сваи квадратного се-
чения обычно армируют 4 или
8 стержнями. В прямоугольных
сваях число стержней принимают
10—12.
Применение предварительно на-
пряженного железобетона повы-
шает трещиноустойчивость свай и
экономит металл. Типовые предва-
рительно напряженные сваи из бе-
тона марки 400 для фундаментов
с высокими ростверками имеют се-
чения 30 X 30, 35 X 35 и 40 X 40 см
и длину от 10 до 24 м. Для низ-
ких ростверков предварительно на-
пряженные сваи из бетона марки
300 применяют сечением 30 X 30
и 35 X 35 см и длиной от 6 до
15 м. Предварительно напряжен-
ные сваи имеют арматуру из вы-
сокопрочной проволоки, из про-
волочных прядей или из стержней периодического профиля d =
= 12—20 мм (рис. 7.11, в).
Размеры поперечного сечения свай увязаны с их длинами: меньшие
сечения соответствуют меньшим длинам и наоборот. Минимальное
сечение продольной рабочей арматуры в свае определяют расчетом
на монтажные изгибающие моменты, возникающие при подъеме сваи
на копер за одну точку (рис. 7.12, а). Положение подъемной петли
156
а) >
Рис. 7.11. Свая из предварительно напряженного железобетона для высоких
ростверков сечением 35 X 35 см и длиной 12 м:
а — продольный разрез по оси сваи; б — армирование острия; в — варианты армн
роаання сваи; е — башмак свав
для подачи сваи на копер (рис. 7.12, а), а также положения дву:
дополнительных петель для захвата сваи при транспортировке и скла
дировании (рис. 7.12, б) выбирают из условия равенства изгибающш
моментов над точками строповки и в пролете. Эти же положения обес
печивают и минимум моментов от собственного веса свай. Последни!
при расчете на прочность принимают с динамическим коэффициен
том 1,5, а при расчете на трещиностойкость— с коэффициентом 1,25.
В фундаментах с низкими ростверками прочность ствола висячи]
свай в эксплуатационных условиях обычно используется не пол
ностью. В фундаментах же с высокими ростверками решающим дл1
определения сечения продольной арматуры может оказаться расче
на эксплуатационные нагрузки.
Рис. 7.12. Схемы строповки свай и расчетные схемы
Весьма тяжелые условия создаются для свай в процессе их за-
бивки. Наибольшие местные напряжения возникают у концов свай.
С учетом этого поперечную арматуру в виде хомутов или спирали
располагают на более близких расстояниях к концам свай, чем в сере-
дине. Голову сваи усиливают косвенной арматурой в виде сеток.
Острие сваи усиливают обоймой, а в труднопроходимый грунтах —
башмаком.
Сборные железобетонные оболочки. В последние годы в мостовом
строительстве получили распространение свайные и столбчатые фун-
даменты из сборных тонкостенных железобетонных оболочек. Несу-
щие элементы в таких фундаментах состоят из отдельных секций
(рис. 7.13). При большом диаметре оболочек секции наращивают по
мере их погружения в грунт.
Укрупнительную сборку свай-оболочек малого диаметра можно
вести сразу на полную длину до их погружения. Благодаря неболь-
шой толщине стенок оболочек и возможности погружения отдельными
звеньями применение этих конструкций позволяет достигать глубины
30—50 м и более.
В табл. 7.1 приведены основные характеристики оболочек, приме-
няемых в мостостроении.
158
Оболочки изготовляют из обычного или предварительно напряжШ
ного железобетона, причем типовые оболочки (табл. 7.1) — из бете
марки 400. Оболочки из предварительно напряженного железобетс
в опорах мостов применяют в случаях, когда в эксплуатационн:
условиях они будут работать на растяжение, изгиб или внецентр!
ное сжатие с большими эксцентриситетами.
Таблица 7.’
Наружный диаметр, м Толщина стенки, см Длина звена, м Объем бетона на 1 м обо- лочки, м’ Масса 1 м оболочки, кг Продольная арматура Диаметр спираль ной арматур) мм
диаметр, мм количе- ство, шт.
0,4 8 8—12 0,08 200 20 8 6
0,6 10 8—12 0,157 390 20 16 6
1 12 8—10 0,332 830 20 32 8
1.6 12 6—8 0,558 1400 20 32 8
2 12 6—8 0,708 1770 20 64 8
3 12 6-8 1,085 2710 20 108 10
ГОСТ 17382—72, кроме диаметров оболочек, приведенных :
табл. 7.1, предусматривает оболочки d = 0,5 и 0,8 м (трубчатые сваи
и d = 1,2 м. Этот ГОСТ содержит характеристики трубчатых сва
(d 0,8 м) и свай-оболочек (d = 1—3 м), изготовляемых из обычног
железобетона для зданий и сооружений. Трубчатые сваи можно изге
товлять вместе с глухими наконечниками.
Конструкция стыков оболочек показана на рис. 7.14. Фланцевс
болтовой стык предпочтителен при стыковании секций оболочек в пре
цессе их погружения. Сварной стык применяется для монтажной и
укрупнительной сборки. Такой стык при сборке в процессе погруже-
ния оболочек менее удобен, чем фланцево-болтовой, однако на него
меньше расходуется металла. Стыковать секции путем сварки выпу-
сков продольной арматуры целесообразно только при укрупнитель-
ной сборке.
После сварки стыков, показанных на рис. 7.14, б и в, их полост»
заполняют бетоном на быстросхватывающемся безусадочном цементе
Сваи-оболочки d < 0,6 м в нижней части обычно имеют глухи!
наконечники (рис. 7.15). При больших диаметрах для уменьшение
сопротивления грунта оболочки погружают с открытыми концами,
с одним из типов ножей, изображенных на рис. 7.16 на стр. 163.
Для изготовления оболочек применяют бетон марки не ниже
300. Оболочки армируют продольной арматурой периодического про-
филя. Диаметр стержней продольной арматуры назначают в пределах
16—25 мм. Спиральную арматуру из круглой стали в зависимости от
диаметра оболочек применяют диаметрами d = 6—10 мм. Оболочки
диаметрами 0,4—3,0 м изготовляют методом центрифугирования,
а оболочки диаметрами d > 1,6 м можно изготовлять в металлических
виброформах или в деревянной опалубке.
Сваи-оболочки, погружаемые с закрытыми нижними концами др
слоев прочных грунтов, после погружения заполняют бетоном. В ела-
160
вых грунтах оболочки бетоном можно не заполнять, чтобы не иметь
Излишних запасов прочности по материалу ствола. Возможность остав-
ления оболочки, незаполненной бетоном, проверяют расчетом на экс-
плуатационные нагрузки.
Оболочки d 0,8 м, погружаемые с открытым нижним концом,
можно оставлять с грунтовой пробкой внутри. Оболочки d 1 м
По3~3
Ж
/Л/
?Т
Рис 7.14. Конструкции стыков секций
железобетонных оболочек:
« - однокоробчатый фланцево-болтовой
егык; б — сварной стык для монтажной и
укруннительиой сборки; в — сварной стык
для укрупнительной сборки
1000 _
—ж
1^
обычно полностью или частично заполняют бетоном. Частично запол-
няют бетоном оболочки d 3 м, когда несущая способность оболочек
зависит от сопротивления грунта.
В скальных грунтах оболочку сопрягают со скалой путем заделки
ее ядра в скважину, пробуренную в скале через внутреннюю полость
оболочки (рис. 7.5 и 7.6). Бетон заполнения в этом месте усиливают
арматурным каркасом.
Стальные и сталебетонные сваи. Такие сваи можно изготовлять
из стальных прокатных профилей (чаще всего используют сваи дву-
таврового сечения) или стальных труб. Преимущества этих свай:
6 Кос г ер нн Э. В.
161
небольшая масса, простота изготовления, удобство транспортирована
и высокая прочность, что практически исключает их повреждение пр:
забивке в грунт.
Вследствие высокой прочности и небольшой площади поперечног
сечения стальные сваи можно забивать в грунты, содержащие тверды
Рис, 7.15. Конструкции наконечников свай-оболочек d = 0,6 м:
а — глухого; б — с отверстием для подмыва
включения и проходить ими разрушенные поверхностные слои скальд
ных и полускальных грунтов до прочного основания.
Недостатками стальных свай являются повышенный расход металла-
и его коррозия в воде и грунте.
Сваи из прокатных профилей при развитой боковой поверхност»
имеют небольшую площадь поперечного сечения, что уменьшает и:
162
Рис. 7.16. Конструкции ножевых частей оболочек:
погружения в песчаные и плотные связные грунты; б — для слабых грунтов; в — для скальных грунтов
6*
сопротивление по основанию при опирании на нескальные грунты
Эти сваи для фундаментов используют довольно редко. Значительн
чаще применяют трубобетонные сваи со стальной оболочкой ствол
(рис. 7.17). Наиболее эффективно такие сваи используют при опира
нии на прочные и малосжимаемые грунты, а также в случае устройств
уширенной подошвы.
Стальные оболочки большого диаметра, погружаемые с открытым:
концами с удалением грунта из них в процессе погружения, можн_
успешно применять для устройства фундаментов в гравийно-галечни*
Стык
триб
ковых грунтах вместо железобетонных свай
сплошного сечения и железобетонных оболочек
благодаря большей прочности первых и мень-1
шему сопротивлению при погружении в подоб-
ные грунты.
Для устройства металлических оболочек
ствола преимущественно применяют электро-
сварные трубы. После погружения оболочки
ее заполняют бетоном. Наиболее применяемые
диаметры оболочек 426—920 мм при толщине
стенок 8—12 мм. Металлические оболочки со-
бирают из звеньев длиной 6—10 м (рис. 7.17).
Звенья соединяют электросваркой.
Устройство уширений в основаниях оболочек.
Камуфлетные уширения. Такие
уширения в основаниях металлических и
Рис. 7.17. Конструкции сталебетонной сваи:
/ — ствол; 2 — наконечник; 3 — накладки; 4 — сварка стыка;
5 — сварка накладок; 6 — бетон заполнения
железобетонных оболочек устраивают путем взрывов зарядов ВВ.
При взрыве в грунте у нижнего конца оболочки образуется полость,
которая заполняется бетоном (рис. 7.18).
Камуфлетные пяты устраивают в основаниях оболочек, погружен-
ных как с закрытыми, так и с открытыми концами. Из оболочек, погру-
женных с открытыми концами, грунт перед камуфлетированием
удаляют. В результате образования уширенной пяты несущая способ-
ность свай и столбов значительно возрастает. Преимуществом этого
метода устройства уширений является простота и низкая стоимость,
недостатком — невозможность непосредственно проконтролировать ди*
аметр камуфлетного уширения, за исключением случаев, когда опыт-
ные сваи откапывают.
Камуфлетные пяты устраивают, как правило, в нескальных грун-
тах, обладающих хорошими строительными качествами. Нецелесо-
образно устраивать камуфлетные уширения в глинистых грунтах
мягко пластичной и текучей консистенции. Как показывают резуль-
таты опытных работ, камуфлетирование в подобных грунтах в боль-
шинстве случаев не повышало несущей способности оболочек.
164
Рис, 7.18. Последовательность изгото-
вления камуфлетных свай:
а — оболочка, погруженная в грунт; б —
в оболочку опущен заряд; в — оболочка
заполнена бетоном литой консистенции;
г — образование уширения после взрыва
В В; д — готовая свая
Перед камуфлетированием оболочки заполняют бетоном с таким
расчетом, чтобы после образования камуфлетногс уширения над ним
остался слой бетона высотой не. менее 2 м (рис. 7.18). В противном слу-
чае возможен отрыв бетонной пяты от оболочки и между стволом и
пятой сваи образуется грунтовая прослойка. Для заполнения металли-
ческих оболочек используют бетон
литой консистенции с осадкой ко-
нуса около 15—20 см, а для запол-
нения железобетонных оболочек —
с осадкой конуса 20—25 см. После
нлмуфлетирования полости оболо-
чек заполняют бетоном с осадкой
конуса 5—10 см.
Для устройства камуфлетных
уширений у оболочек d 1,2 м
применяют сосредоточенные заря-
ды ВВ, помещаемые в центре ниж-
него конца оболочки. При этом
камуфлетная пята обычно имеет
)юрму, близкую к шарообразной,
(иаметр камуфлетного уширения
приближенно можно определить
го формуле
0=1,3/7?, (7.3)
где Уб — объем бетона, вошедшего
в камуфлетную полость, опреде-
ляемый по разности отметок верхней поверхности бетона в оболочке
до и после взрыва.
Ориентировочно массы сосредоточенных зарядов для грунтов
с хорошими строительными свойствами в зависимости от требуемого
диаметра уширения указаны ниже.
Средний диаметр камуф-
летного уширения, м 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9
Масса заряда ВВ, кг .. 3 4 5 6 7 8 9 10 11 13
Пижние концы оболочек разрушаются при взрыве ВВ. Особенно
повреждаются железобетонные оболочки. Для предотвращения по-
вреждения железобетонных оболочек в нижней части предусматри-
вают металлические наконечники.
Применение механических уширителей. Уст-
роить уширенную пяту в основании оболочки можно с помощью уши-
рителя, который применяют для изготовления буровых свай системы
!:. Л. Хлебникова (рис. 7.19). В этом случае в несвязных и слабосвяз-
иых грунтах оболочку для предотвращения обвала свода уширения
энполняют в нижней части глинистым раствором. Используют также
уширители других конструкций.
Винтовые сваи. Такие сваи применялись при устройстве фунда-
ментов мостов» эстакад, гидротехнических и других сооружений.
165
В нижнеи части винтовая свая имеет винтовую металлическ
лопасть (рис. 7.20), которая обеспечивает погружение сваи путем в{
щения. В эксплуатационных условиях лопасть способна передав»
на грунт значительные нагрузки, так как диаметр ее превышает ди
метр ствола. В практике строительства известны случаи применен!
винтовых свай, имеющих диаметр лопастей до 3 м при глубине погр
жения до 50 м. Несущая способность вин
вых свай достигала 15 МН (« 1500 тс).
Винтовые сваи можно применять в н
связных и глинистых грунтах пластичной
твердой консистенции. Уширенную часть св»
целесообразно погружать до грунтов, обл<
дающих повышенной несущей способность!
(глинистые грунты твердой и полутвердо
консистенции, плотные песчаные грунтц
Винтовые сваи не погружаются в грунт, соде$
жащий большое количество крупных камне!
размеры которых превышают шаг винта л<
пасти. Погружают винтовые сваи с помощы
специального механизма — кабестана. Сва
можно погружать как в вертикальном, та
и в наклонном положении (с наклоном д
1:3). Винтовые лопасти чаще всего изгото-
вляют литыми или сварными.
Винтовая лопасть, не считая ножевой ча-
сти, должна соответствовать полному витку
Диаметр винтовой лопасти по условиям при-
крепления к стволу должен быть не больше
4,5 диаметра ствола сваи. Винтовые сваи при-
меняют с металлическим или железобетонным
Рис. 7.19 Фрезы и уширитель для изготовления свай
системы Е. Л Хлебникова:
/ — уширитель; 2 — конусообразная створчатая фреза с бо-
ковым резанием; 3 — цилиндрическая фреза с режущим
дном
стволом. Недостатком свай со стальными оболочками стволов является
невысокая коррозионная стойкость. Для защиты стволов от кор-
розии применяют специальные покрытия.
Винтовые сваи с металлическим стволом могут воспринимать зна-
чительные выдергивающие усилия, вследствие чего их нередко исполь-
зуют в качестве анкерных устройств.
Железобетонный ствол сваи при d <Z 45 см делают сплошным,
а при большем диаметре — пустотелым. При большой глубине погру-
жения ствол монтируют из секций железобетонных оболочек. Для этого
можно использовать типовые оболочки. Железобетонные оболочки'
имеют большую массу по сравнению с металлическими и плохо рабо?
тают на кручение.
166
ИНГ5
В Для погружения таких свай применяют специальные инвентарные
Bffильные оболочки, которые охватывают железобетонный ствол и
Ьиредают крутящий момент металлическому башмаку сваи. После
^Ьогружения инвентарная оболочка удаляется путем вращения. При-
Кцр применения винтовых свай с железобетонным стволом для уст-
ройства фундамента русловой опоры большого городского моста
^Показан на рис. 7.2 на стр. 147.
В Буровые сваи системы Е. Л. Хлебникова и аналогичные им. Такие
Мвнн за последние годы были успешно применены при строительстве
Многих крупных мостов в СССР.
f Для устройства свай как вертикальных, так и с на-
Ивлоном до 1 : 4 (1 : 3) используют агрегат системы
ЦНИИС, смонтированный на базе универсального пол-
Воповоротного копра СССМ-680 (рис. 7.21). Установка
Обеспечивает устройство свай глубиной до 40 м, диа-
I Метром ствола 1—1,6 и наибольшим диаметром ушире-
К*ия до 3,5 м (рис. 7.22). Минимальный диаметр ствола
Определяется шириной фрезы. Для фрезы новейшей
Вцонструкции dMHH = 1,35 4- 1,45 м.
I Скважины и полости уширений бурят с помощью
В Специальной роторной установки. Грунты при бурении
I разрушаются вращающейся фрезой, которая при этом
’ Мпюлняется разработанным грунтом (см. рис. 7.19).
Удаляется грунт циклично путем подъема фрезы на по-
верхность.
Буровой механизм позволяет бурить нескальные
* Грунты до твердых глин включительно. Крупные валуны
создают значительные препятствия в зоне устройства
I4H
Рис. 7.20, Винтовая свая с металлической оболочкой ствола:
f - ствол: 2 — винтовая лопасть; 3 — шаг винта лопасти; 4 — наконеч-
ник; 5 — оголовок
уширенной подошвы. Поэтому уровень уширений нужно устанавли-
вать на участках, свободных от крупных твердых включений.
Стенки скважин можно крепить с помощью глинистого раствора,
Избыточного давления воды в скважине или применением обсадных
1руб.
В твердых ненабухающих глинах иногда устраивают сваи без при-
мгпения каких-либо средств крепления стен скважин и уширений при
бурении. Способ крепления стен скважин глинистым раствором яв-
ляется основным при устройстве буровых свай в мостостроении. Его
можно применять при бурении в водонасыщенных пластичных гли-
нистых грунтах, а также в несвязных и малосвязных грунтах. Глини-
стый раствор в процессе бурения и бетонирования предохраняет стенки
скважины и уширения от обрушения. Удерживающая способность
глинистого раствора основана на глинизации стенок скважины, а также
длалении столба раствора на стенки.
167
Рис 7.21. Схема устройства буровой сваи с уширенным осно-
ванием:
О ф
Я с;
X ф
о. я
я “
га
X
а
о
X
я
X
о
X
о
X
Ф
Е
О
X
х
X
о
ч
о
о
ч
о
X
о
п
X
л
<я
М
о
а
X
X
к
X
0)
я
X
ч
га
3
<и
S
о
к
X
к
я
X
□ я а
®ю 2
Я Я X
о. I 2 й
с 'к 2
с
X д
X
5
%
о
«о
я
0)
X
о
X
о
а
X Г
s Г.
•о
X
я
X
К
X
X v
V х
о
ч
а!2 о &
о Э
о
и®
га «о
X
X
X
EJ2
к Ъ
л
о
р. л
X =1
Я я
к
° .. х
Е Я
I I I I I з
<3 га о» <о Oi И
Крепить стенки скважин избыточным напором воды можно при
устройстве фундаментов пойменных опор мостов, если уровень грун-
товых вод расположен ниже 3 м от поверхности грунта.
Бурить скважины для свай под защитой обсадных труб целесооб-
рв »но при большой глубине воды, наличии значительных гравийно-
Галечниковых прослоек, набухающих гЛин, карстовых полостей
а при выполнении работ рядом с
Уширение разбуривают путем
раскрытия ножей уширителя (см.
рис. 7.19). Бетонируют сваи мето-
дом вертикально перемещающейся
Трубы. Перед бетонированием в
скважину опускают каркас из ар-
матуры периодического профиля.
Величину защитного слоя назна-
чают не менее 10 см. Применение
существующими сооружениями.
Рис. 7.23. Буровой агрегат
системы Мостостроя-2:
I — копер; 2 и 3 — стрелы;
4 — бетонолитное оборудование;
5 — буровой механизм
Рис. 7.22 Геометрические
элементы уширения сваи
системы Е. Л. Хлебни-
кова
•рматуры периодического профиля обеспечивает ее необходимое сцеп-
ление с бетоном, уложенным подводным способом под слоем глини-
стого раствора. Производительность агрегата ЦНИИС— 5—10 м
скважины в смену; масса копра — 60 т, масса навесного оборудо-
вания — 16 т.
Для устройства вертикальных и наклонных буровых свай по той
же технологии глубиной до 25 м, диаметром ствола до 1 м и ушире-
нием до 2,5 м (так называемых «малых» буровых свай) используют
агрегат Мостостроя-2, созданный на базе специального полноповорот-
Иого копра (рис. 7.23). В отличие от агрегата ЦНИИС он имеет две
стрелы: одна служит для бурения скважины роторным механизмом,
в вторая — для бетонирования скважины методом ВПТ. Наклон
обеих стрел меняется симметрично. После бурения скважины, и уши-
1,69
рения копер поворачивают на 180° и начинают бетонирование свая
Производительность этого агрегата такая же, что и агрегата ЦНИИСЗ
масса установки — 22 т. 1
Для устройства вертикальных буровых свай с диаметром ствол^
до 1,7 м, диаметром уширения до 3,5 м и глубиной до 32 м применяю]
буровую установку МБС-1;7, которая является совершенным буровьц
♦I
I
Рис. 7.24. Буровая машина МБС-1,7:
/ — консоль; 2 — основная стрела; 3 —дополнительная стрела;
4 — ротор; 5 — телескопическая штанга; 6 — ковшовый бур;
7 — грейфер; 8 — долото; 9 — шнековый бур; 10 — уширитель
механизмом, используемым в транспортном строительстве (рис. 7.24).
Установка, смонтированная на гусеничном кране Э-1258, имеет смен*
ное оборудование в виде специального грейфера и долота, что позво-
ляет вести бурение в грунтах, содержащих скальные прослойки и
валуны.
Нескальные грунты разрабатываются ковшовым буром с откидным,
днищем. Стенки скважины и уширения крепят глинистым раствором
или избыточным подпором воды. Бетонирование по методу ВПТ
производят с помощью дополнительной стрелы. Производительности
машины в нескальных грунтах — 10—15 м скважины в смену, масса
установки — 66 т. 1
170 I
Используемая в мостостроении буровая машина МБУ-1,2 на базе
крана ДЭК-25 является облегченным вариантом машины МБС-1,7.
Она предназначена для бурения скважин диаметром 1,2 м. Недоста-
ток этих двух установок состоит в том, что они не приспособлены для
бурения наклонных скважин.
В промышленном строительстве для бурения вертикальных сква-
жин под буровые сваи глубиной до 30 м, диаметром ствола до 0,6 м
и уширения до 1,6 м применяют буровые установки СО-2, смонтиро-
ванные на базе экскаватора Э-1252, и установки СО-ЮОО (1200) для
бурения вертикальных скважин глубиной до 32 м диаметром 1,0—
1,2 м без уширенной подошвы, смонтированные на базе крана МГК-25.
Монтаж арматурного каркаса и бетонирование сваи при этом выпол-
няют другими машинами.
Следует иметь в виду также метод устройства вертикальных свай
и столбов, разработанный научно-исследовательским институтом осно-
ваний и подземных сооружений. По этому методу бурение скважин
диаметром 0,6—2,0 м и глубиной до 60 м ведут под глинистым раство-
ром роторными буровыми установками. Глинистый раствор удержи-
вает стенки скважин от обрушения, а также используется для про-
мывки забоя скважины и выноса на поверхность выбуренной породы.
Для бурения используются шарошечные долота системы В. П. Ива-
нова.
Бурить скважины этим методом можно в любых грунтах, в том
числе и в скальных. Поэтому сваи и столбы целесообразно доводить до
скальных и полускальных пород, обладающих высокой прочностью.
Этот метод устройства фундамента может оказаться эффективным при
наличии прослоек скальных и полускальных грунтов, затрудняющих
погружение оболочек и свай на необходимую глубину, а также в слу-
чае малопрочных грунтов значительной мощности, подстилаемых
прочной скалой.
Примеры устройства фундаментов мостов на буровых сваях с уши-
ренной подошвой системы Е. Л. Хлебникова показаны на рис. 7.3
и 7.25.
Сваи, изготовляемые с помощью специальных универсальных
станков. Некоторые зарубежные фирмы выпускают универсальные
станки, предназначенные для выполнения всего комплекса работ по
устройству буровых свай. Из зарубежного оборудования в транспорт-
ном строительстве частично применяют установки системы «Беното»
(Франция) и «Като» (Япония).
Станок системы «Беното» (рис. 7.26) позволяет совмещать процессы
бурения скважины, удаления грунта и погружения сборной инвентар-
ной металлической обсадной трубы. Бурить скважины диаметром до
1,2 м на глубину до 80 м можно в любых грунтах, в том числе и скаль-
ных.
Для разработки и удаления грунта служит специальный грейфер-
долото массой 1,1 — 1,4 т. Грейфер-долото с раскрытыми лопастями
сбрасывается с определенной высоты, врезается в грунт и разрушает
его. Затем лопасти закрываются, и разработанная порода извлека-
ется из скважины.
171
Обсадная труба погружается в грунт под действием собственного*
веса и усилия до 300 кН от двух вертикальных гидравлических дом-
кратов. Извлекается труба после устройства скважины этими же
Рис. 7.25. Фундамент промежуточной опоры моста с буровыми сваями
системы Е. Л. Хлебникова: -
1-1
а — фасад; б — вид сбоку; в — план свай на отметке —3,35 м
домкратами. Два горизонтальных домкрата сообщают трубе враща-
тельное движение. Благодаря поступательно-вращательному движе-
нию в значительной степени снижаются силы трения поверхности
трубы о грунт. Усилия от домкратов трубе передаются с помощью
съемного хомута.
172
Станок «Беното» имеет специальный механический уширитель для
создания в нижней части скважины уширений диаметром от 1,5 до
2.5 м.
После погружения обсадной трубы до проектной отметки скважину
заполняют бетоном и ставят в необходимых случаях арматурный кар-
кас. По мере бетонирования трубу извлекают. Благодаря поступа-
Рис 7.26. Установка системы «Беното»:
I — обсадная труба; 2 — грейфер-долото; 3 — гидравлические домкраты; 4 — хомут для
захвата обсадной трубы
ie.ibHo-вращательному движению трубы, снижающему силу трения
бетона о ее внутреннюю поверхность, появление раковин и разрывов
ствола исключается.
В пробуренную скважину до извлечения обсадной трубы можно
га к же опускать сборные железобетонные оболочки. Пространство,
образованное между стенками скважин и поверхностью оболочек,
после извлечения трубы заполняется цементным раствором.
Буровой станок «Беното» имеет массу до 32 т. По дорогам его
перевозят на колесном ходу. Для перемещения станка по слабым грун-
там служит специальная машина, передвигающаяся по принципу
шагающего экскаватора. Станок можно также монтировать на плаву-
173
чей установке. Скорость бурения скважин в слабых грунтах дости-
гает 15 м/ч и Сюлее, а в скальных грунтах достигает 1 м/ч.
Набивные сваи, изготовляемые путем забивки и извлечения метал-
лической оболочки. Технологических схем изготовления подобных
свай разработано несколько. В нашей стране из свай этой группы в по-
следние годы применялись частотрамбованные сваи. Их изготовляют
с помощью инвентарной стальной трубы диаметром 35—40 см, забивае-
мой в грунт специальным копром. Труба в нижней части свободно опи-
рается на железобетонный башмак, оставляемый в грунте после за-
бивки трубы. Трамбуется бетон под воздействием периодических
подъемов и опусканий трубы в результате частых ударов молота.
Рис 7.27 Последовательность изготовления свай Франки
За рубежом получили распространение сваи Франки. Последова-
тельность изготовления свай показана на рис. 7.27. Обсадная труба на
высоту 0,8—1,0 м заполняется внизу сухой бетонной смесью, которая
при трамбовании образует пробку. Труба погружается под ударами
трамбовки по бетонной пробке, увлекающей за собой обсадную трубу.
После достижения проектной отметки трубу подвешивают к копру.
Пробка выбивается из трубы трамбовкой, сбрасываемой с большей
высоты. Внизу сваи образуется уширение путем втрамбовывания бе-
тонной смеси.
Обсадная труба заполняется отдельными порциями трамбуемого
бетона и постепенно вытягивается на поверхность из скважины. В трубу
можно вставить арматурный каркас. Ствол сваи получается гофриро-
ванной формы. Наружный диаметр обсадной трубы d = 46 см. Сваи
можно устраивать как в вертикальном, так и наклонном положении.
Устраивать сваи Франки можно в любых грунтах, позволяющих
забить обсадную трубу.
174
§ 23. НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ СВАЙ
И СТОЛБОВ НА ОСЕВУЮ НАГРУЗКУ
ПО СОПРОТИВЛЕНИЮ ГРУНТА
При проектировании фундаментов необходимо определить рас-
четную несущую способность свай и столбов. Под расчетной несущей
способностью подразумевают такую наибольшую нагрузку на сваю
или столб, которая обеспечивает нормальную эксплуатацию соору-
жения. Расчетная несущая способность должна гарантировать устой-
чивое положение сваи в грунте. Расчетную несущую способность свай
и столбов можно определить не-
сколькими методами, описанными
ниже.
Метод пробных статических
нагрузок. Этот метод определения
несущей способности свай и стол-
бов является наиболее надежным,
но в то же время весьма доро-
гим и трудоемким. Испытанию
подвергают сваи и столбы, имею-
щие проектные размеры, погру-
женные в местах сооружения фун-
даментов с использованием тех же
средств, которые будут применены
для погружения остальных свай
п устройства столбов. Вследствие
трудности проведения подобных
испытаний на стадии проектирова-
ния сооружения их нередко вы-
полняют уже в процессе строи-
тельства.
Рис. 7.28. Пример установки для испы-
тания свай статической нагрузкой
Испытываемую сваю или столб
чаще всего загружают с помощью
гидравлических домкратов. Реак-
тивные усилия от домкратов пере-
даются на анкерные сваи (рис. 7.28).
Мели испытания ведут после соору-
жения плиты ростверка, то реак-
тивные усилия могут быть восприняты плитой ростверка или над-
фундаментной частью сооружения.
Возможные схемы взаимного размещения испытываемых, анкер-
ных и реперных свай, а также схемы балочных клеток изображены
па рис. 7.29. Практика показывает, что для нормального хода испыта-
ний число анкерных свай должно быть не менее четырех, а при устрой-
стве свай в слабых грунтах их число рекомендуется увеличить до шести.
Расстояние в свету между анкерной и испытываемой сваями должно
быть не менее 1 м при четырех анкерных сваях и не менее 0,6 м — при
шести. Уменьшение этих расстояний может исказить результаты испы-
таний ввиду влияния анкерных свай на испытываемую.
175
Для измерения осадки сваи или столба можно принять любые1
приборы, позволяющие измерять перемещения с точностью 0,1 мм,'
а тем более точнее. Особенно удобны для этой цели прогибомеры. i
Необходимо также замерять значение выхода анкерных свай, которые'
работают на растяжение. Срыв анкерных свай будет говорить о недо-
пк • Ис1!&емые > Анкерные сваи.
Обозначения: Т соаи о
-ьн- Реперные сваи о Прогиоомеры
Рис. 7.29. Схемы анкерной и реперной системы для испы-
тания свай:
а — кустовое расположение свай; б — рядовое расположение
свай; 1 — балочная клетка; 2 — реперные уголки
статочной несущей способности анкерной системы и невозможности
дальнейшего нагружения испытываемой сваи без усиления анкерной
системы.
Для установки прогибомеров используют специальные реперные
системы. Для того чтобы испытываемая и анкерная сваи не вызывали
перемещений реперных свай, их нужно удалять на расстояния, не менее
указанных на рис. 7.29. ,
Нагрузку на сваю прикладывают ступенями, составляющими
410—415 °т ожидаемого значения предельной нагрузки. К следующей
176
ступени нагрузки переходят после того, как произойдет затухание
осадок от предыдущей ступени. Осадка при данной ступени нагрузки
практически считается затухшей, если приращение осадки составит
не более 0,1 мм/ч при опирании на глинистые грунты и не более
0,2 мм/ч при опирании на песчаные грунты. Опыты показывают, что
при таких нормах затухания осадок величины предельных нагрузок
на сваи значительно не искажаются.
По результатам наблюдений строят графики зависимости осадки
от нагрузки и осадки во времени. На рис. 7.30 изображены типичные
графики для висячих свай, погружаемых с закрытыми концами и не
имеющих уширенных подошв. Нагрузку обычно доводят до значения,
при котором резко увеличивается осадка сваи. В момент срыва сваи
в грунте будут преодолены сопротивления сдвигу у боковой поверх-
ности ствола, а также значительно разовьются области предельного
равновесия ниже подошвы сваи.
Предельная нагрузка соответствует точке перелома на графике
«осадка-нагрузка» и ее принимают на одну ступень меньше макси-
мальной нагрузки, при которой свая теряет устойчивость. График
зависимости осадки от времени, являющийся вспомогательным, позво-
ляет точнее зафиксировать момент потери устойчивости и предельную
нагрузку на сваю Рпр.
В момент потери устойчивости скорость осадки свай резко возрас-
тает.
Нагрузку, соответствующую Рпр, можно оценить по отношению
приращений осадок от данной и предыдущей ступеней нагрузок. Можно
считать, что Рпр соответствует нагрузке на одну ступень меньше
177
нагрузки, при которой приращение осадки за ступень загружения будет
в 5 и более раз превышать приращение осадки за предыдущую ступень
загружения. Рпр можно считать и такую нагрузку, при которой осадка
не затухает в течение суток и более.
Указанные два условия определения Рпр применимы в тех случаях,
когда общая осадка сваи к концу испытания превышает 40 мм. Этими
условиями приходится пользоваться как дополнительными — если
график испытания сваи не имеет такого четкого характера, как пока-
зано на рис. 7.30.
Расчетную несущую способность сваи или столба Рг устанавли-
вают путем умножения (или деления) полученной при испытаниях
предельной нагрузки (нормативного сопротивления) на несколько
коэффициентов.
Так по действующему СНиП П-Б.5—67* расчетную несущую спо-
собность сваи (столба) определяют по формуле
Pt = komPa?t (7.4)
где ko — коэффициент однородности грунта, принимаемый ko = 0,8;
иг—коэффициент условий работы, принимаемый т = 1.
Согласно современным положениям расчета конструкций и основа-
ний по предельным состояниям в правой части выражения (7.4) вместо
произведения коэффициентов kom учитывают множитель ml(krkH),
где т — коэффициент условий работы; kr — коэффициент безопасности
по грунту, который используют для перехода от нормативного сопро-
тивления сваи к расчетному (он служит для той же цели, что и ko);
k„ — коэффициент надежности.
Для свай с уширенной подошвой и столбов большого диаметра глу-
бокого заложения график зависимости осадки от нагрузки имеет плав-
ный характер — без точки перелома, соответствующей выраженному
значению предельной нагрузки. В этих случаях значение Рпр устанав-
ливают по величине осадки, равной
S = £Snp, (7.5)
где Snp — предельно допустимая величина осадки для данного соору-
жения; £ — коэффициент, учитывающий связь осадки, полученной
при испытании сваи, с осадкой при ее эксплуатации в соору-
жении.
Коэффициент £ нужно уточнять опытным путем.
Прием определения Рпр по величине допустимой осадки для соору-
жения является условным, так как Рпр соответствует несущей способ-
ности сваи при расчете по первой группе предельных состояний (по
прочности и устойчивости), тогда как использование Snp отражает
метод расчета фундамента по второй группе предельных состояний (по
допустимым перемещениям и деформациям). Правильно было бы для
таких свай и столбов расчет по грунту вести по второй группе предель-
ных состояний.
При погружении сваи изменяется природное состояние грунта из-за
вытеснения определенного объема его и образования в связи с этим
178
вокруг сваи и ниже ее подошвы деформированной зоны. Изменения
возникают и от динамических воздействий, передаваемых грунту.
В глинистых грунтах в момент погружения свай эти изменения
снижают их несущую способность. В водонасыщенных малопрочных
грунтах вокруг боковой поверхности сваи образуется зона разжижен-
ного грунта. При погружении сваи вследствие перемятия грунта и под
действием динамических воздействий (особенно вибрационных) нару-
шаются связи между частицами. С течением времени влажность грунта
у поверхности сваи уменьшается ввиду ее перераспределения и кон-
солидации грунта. В окружающем грунте происходят также процессы
тиксотропного упрочнения, приводящие к полному или частичному
восстановлению связей между
грунтовыми частицами. В ре-
зультате с течением времени
несущая способность свай
возрастает. Наблюдается так
называемое явление засасы-
вания свай (рис. 7.31).
Для того чтобы выявить
действительную несущую спо-
собность свай и оболочек,
к их испытаниям можно при^
ступать после того, кай*® оо
повном закончатся прЬцессы
упрочнения грунтов. Иссле-
дования этого вопроса позво-
Рис. 7.31. Увеличение несущей способности
во времени трубчатой сваи, погруженной
в пластичную глину (по В. Хоузену)
ляют ориентировочно считать,
что в однородных грунтах
процессы увеличения несущей
способности свай заканчива-
ются в среднем: в супесях через 5 суток, суглинках — через 15,
в глинах — через 25 и более.
Время «засасывания» свай зависит также от минералогического
состава глин и содержания органических веществ. Несущая способ-
ность сваи за это время повышается в 1,5—6 раз. Явление «засасыва-
ния» наблюдается и в пылеватых, и в мелких песках, особенно при
содержании примесей коллоидных частиц.
Чистые песчаные грунты могут разупрочняться, в результате чего
несущая способность свай с течением времени может снизиться. Этот
процесс в песчаных грунтах протекает достаточно быстро — заканчи-
вается он примерно в течение 2—3 суток после погружения сваи.
Несущую способность забивных свай можно приближенно оценить
по данным статического зондирования. Сущность зондирования
заключается во вдавливании в грунт с постоянной скоростью, не пре-
вышающей 0,5 м/мин, специального зонда, позволяющего раздельно
регистрировать силы трения по боковой поверхности зонда и силы
сопротивления вдавливанию наконечника, имеющего форму конуса.
Диаметр стандартного зонда d = 3,6 см, угол заострения ко-
нуса — 60°.
179
Несущую способность сваи в этом случае определяют по формуле*
Рг = mkQ (РЛ^з + ^т3а/г), (7.6)
где т и k0 — обозначают то же, что и в формуле (7.4); о3 — среднее
значение сопротивления грунта прониканию наконечника зонда, полу-
чаемое как частное от деления силы вдавливания наконечника на пло-
щадь его горизонтальной проекции; т3 — удельная сила трения грунта
по боковой поверхности зонда; и — корректирующие множители,
установленные опытным путем (их можно определить по графикам
на рис. 7.32 и 7.33); F и и — площадь и периметр поперечного сече-
ния ствола сваи.
Рис. 7.32. Значения множителя X]
Рис. 7.33. Значения множителя Х2
Динамический метод. По сравнению с методом пробных нагрузок
динамический метод определения несущей способности свай более прост
и дешев. Пользуясь им, можно определить несущую способность каж-
дой погружаемой сваи. Однако динамический метод дает менее точные
результаты, что обусловлено разным характером работы грунта,
окружающего сваю при динамических нагрузках во время забивки
и статических нагрузках от сооружения.
При выводе расчетных формул для этого метода принимают различ-
ные допущения, которые не всегда приводят к надежным результатам.
Динамический метод не применим для оценки несущей способности
столбов и свай с уширенной подошвой.
Предельную нагрузку на сваю Рпр в динамическом методе опре-
деляют в зависимости ог значения погружения сваи е от одного удара
молота (е называют отказом сваи). Энергию падающего молота
(рис. 7.34), равную QH, можно выразить уравнением
QH = Pape + 6cQH + Ar (7.7)
где Q — вес ударной части молота; Н — высота падения молота;
Рпре — полезная работа, расходуемая на преодоление сопротивления
РПр погружению сваи на значение отказа а; Ау — работа упругих
деформаций материала сваи и грунта; 6cQ/7 — работа, которая тра-
тится на преодоление вредных сопротивлений (остаточные деформации,
нагревание и др.); бс — коэффициент, показывающий, какая часть
общей работы затрачивается на преодоление вредных сопротивлений.
180
Раскрывая значение 6С и пренебрегая Лу, Н. М. Герсеванов получил
следующую формулу для определения предельной нагрузки на сваю:
где Qu — полный вес молота; q — вес сваи с наголовником и подбаб-
ком; kB — коэффициент восстановления удара, зависящий от мате-
риала соударяющихся тел: для
стали и чугуна с деревом kl = 0,2
(при железобетонных и стальных
сваях предусмотрено применение
наголовника с деревянным вклады-
шем); пд — коэффициент, имеющий
размерность напряжения и характе-
ризующий материал сваи и условия
забивки; принимают его потабл.7.2.
Определив из выражения (7.8)
величину е, получим формулу, при-
меняемую на практике для контро-
ля несущей способности забивае-
мых свай
n„FQH Q + klq
е =_____________Н_(7
₽ PnplPnp+nZ) <?,. + ч ’ v ’
Формулы (7.8) и (7.9) можно
сущей способности сваи динамическим
методом
применять в случаях подвесных мо-
лотов и молотов одиночного действия. Приближенно ими можно поль-
зоваться для определения е и Рпр при использовании дизель-молотов
н молотов двойного действия. В последнем случае вместо величины QH
в них необходимо подставить действительную энергию удара, взятую
из паспорта молота. При забивке наклонных свай энергию удара при-
нимают уменьшенной на 20%.
Переход от предельной нагрузки, определенной по формуле (7.8),
к расчетной несущей способности сваи производят с использованием
формулы (7.4).
Таблица 7.2
Материал сваи и условия погружения
Деревянная:
с подбабком
без подбабка
Железобетонная с наголовником
Стальная:
с деревянным подбабком
со стальным подбабком и наголовником
с наголовником без подбабка
Значения п ,
„ д
кПа
784
981
1470
1962
2943
4905
181
Величина расчетной несущей способности сваи Рг бывает задана
в проекте свайного фундамента.
Выразив предельную нагрузку через расчетную как Рпр =
= Pr/(k0 т) и подставив ее значение в формулу (7.9), определяют
расчетный отказ е$. Каждую сваю необходимо забивать на такую глу-
бину, при которой ее отказ равен расчетному или меньше его.
Так же как и при статических испытаниях, динамические испыта-
ния нужно проводить после окончания процессов упрочнения глинис-
тых, пылеватых и мелкопесчаных грунтов и после завершения про-
цессов возможного разуплотнения крупнопесчаных и гравелистых
грунтов.
Отказ, определенный после окончания этих процессов, назы-
Продолжитель ность отдыха
(Лаи, сутки
Рис. 7.35. Изменение отказов желе-
зобетонной сваи, погруженной в су-
песи, в зависимости от времени
соответствует действительной несущей
способности сваи, в отличие от так
называемого ложного отказа, опре-
деленного до завершения указан-
ных процессов. Время от момента
окончания забивки сваи до момента
завершения процессов упрочнения
(«отдых» свай) осредненно прини-
мают в пределах, указанных выше,
как и при статических испытаниях
свай.
Более точно время «отдыха» можно
установить непосредственно на строи-
тельстве. Для этого через опреде-
ленные промежутки времени прово-
дят контрольные определения отка-
зов и строят график зависимости,
аналогичный изображенному на
рис. 7.35. По графику определяют время, начиная с которого отказы
уже не снижаются.
Истинный отказ устанавливают для нескольких контрольных свай.
Его определяют как среднюю величину путем деления замеренного
погружения сваи на число контрольных ударов. Для уменьшения
влияния нарушения грунта на несущую способность сваи число конт-
рольных ударов назначают небольшим — 6—10. При погружении
свай в особо чувствительных грунтах контрольное число ударов молота
можно уменьшить вдвое.
Формулу (7.9) используют и для уточнения необходимой глубины
погружения свай. Для свай, погруженных на различную глубину,
определяют величины истинных отказов и строят график зависимости
отказа от глубины погружения. Минимальную глубину погружения
определяют графически по величине расчетного отказа (см. рис. 7.34).
Теоретический метод. Большинство теоретических формул, исподы
зуемых для определения несущей способности висячих свай и столбов,
исходят из схемы, изображенной на рис. 7.7, и выражения (7.2). Несу-
щую способность определяют как сумму сил сопротивления грунта
вдоль боковой поверхности ствола и сопротивления грунта под подош-
182
вой несущего элемента. При этом обе составляющие несущей способ-
ности условно определяют независимо друг от друга.
В общем случае, когда ствол сваи или столба проходит п слоев
грунта ниже линии размыва или поверхности грунта, расчетную несу-
щую способность можно найти по формуле, рекомендуемой действую-
щими нормами проектирования,
Pr = k„m Iи + й (7.10)
где k0 и т — обозначают то же, что и в выражении (7.4), причем kom =
0,7; и — периметр поперечного сечения ствола; ht — мощность дан-
ного слоя грунта; — среднее для данного слоя нормативное сопро-
тивление сдвигу грунта по боковой поверхности ствола (предельная
интенсивность сил трения); Q — площадь опирания сваи или столба
(для свай с уширенной подошвой — площадь проекции подошвы на
плоскость, перпендикулярную оси ствола сваи); R" — средняя интен-
сивность предельного давления по площади опирания (нормативное
сопротивление грунта).
В формуле (7.10) первое слагаемое в скобках выражает составляю-
щую предельной нагрузки, зависящую от сопротивления грунта вдоль
боковой поверхности ствола, а второе — составляющую предельной
нагрузки по подошве сваи или столба.
Сопротивление несвязного грунта по боковой поверхности ствола
сваи с уширенной пятой на участке, расположенном непосредственно
над уширением, не учитывают, так как касательные составляющие
с этого участка распределяются в пределах уширения и не передаются
грунту основания. Высота этого участка определяется точкой пересе-
чения ствола сваи с прямой, проведенной под углом ф/2 к оси сваи
н касающейся границы уширения, где ср — среднее значение угла
внутреннего трения грунта в пределах участка. Сопротивление связ-
ного грунта для элементов с уширенным основанием учитывают по всей
длине ствола.
Как показали исследования, на значение несущей способности Рг
оказывает влияние способ погружения свай и столбов. В различных
грунтах это влияние проявляется по разному. В глинистых грунтах
несущая способность сваи, погруженной виброметодом, получается
меньшая, чем у забивной: действие вибраций более интенсивно разру-
шает связи между частицами грунта, чем забивка молотом. Под подош-
вой сваи образуется область разжиженного нарушенного грунта.
После погружения вибратором прочность грунта вокруг сваи и осо-
бенно под ее подошвой восстанавливается в меньшей степени, чем
после забивки.
В песчаных грунтах действие вибраций, наоборот, несколько
уплотняет их, что повышает несущую способность свай.
При погружении сваи с закрытым концом грунт из объема, зани-
маемого сваей, вытесняется в стороны, что более интенсивно уплот-
няет окружающий грунт по сравнению со случаем погружения оболочки
большого диаметра с открытым концом, грунт из которой удаляют.
183
Грунт вокруг стволов винтовых свай при их погружении перепи-
шется и разрыхляется винтовыми лопастями. Силы трения грунта
э сваи возникают меньшие, чем у забивных и вибропогруженных
:вай, и они в меньшей степени зависят от начального состояния грунта
4 его вида.
Для буровых свай и столбов, изготовляемых в предварительно
тробуренных скважинах, значения удельных сил трения и сопротив-
1ения грунтов под подошвами будут меньшие, чем для забивных свай,
'ак как при бурении и бетонировании грунт вокруг скважин и в их
>снованиях почти не уплотняется. Кроме того, благодаря глинистой
зболочке, образующейся вокруг ствола сваи при его бетонировании
юд глинистым раствором, нормативное сопротивление в меньшей
:тепени зависит от свойств окружающего грунта.
Значения т*! можно принимать по табл. 7.3. В этой таблице
шны в зависимости от средней глубины расположения рассматривав-
Таблица 7.3
Средняя глубина расположения слоя грунта, м Песчаные грунты средней плотности
крупные и средние мелкие пылеватые
Глинистые грунты при коэффициенте консистенции В
0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7
U Нормативные сопротивления грунтов сдвигу т , кПа
1 2 3 4 5 7 10 15 20 25 30 35 34,3 41,2 47,1 51,9 54,9 58,8 63,7 70,6 77,4 84,3 91,2 98,1 22,5 29,4 34,3 37,3 39,2 42,2 45,1 50,0 54,9 59,8 64,7 68,6 14,7 19,6 24,5 26,5 28,4 31,4 33,3 37,3 40,9 43,2 46,1 49,1 11,8 16,7 19,6 21,6 23,5 24,5 25,5 27,5 29,4 31,4 33,4 35,3 4,9 6,9 7,8 8,8 9,8 10,8 11,8 13,7 15,7 17,7 19,8 21,6 2,0 2,9 3,9 4,9 5,9 6,9 7,8 9,8 11,8
юго слоя грунта ниже поверхности грунта. Значения т” нужно умно-
<ить на поправочные коэффициенты ам, приведенные в табл. 7.4,
оставленной с учетом влияния вида грунта, вида свай и столбов и спо-
обов их погружения.
Нормативное сопротивление грунта R* для свай, погружаемых
закрытыми концами, можно принимать по табл. 7.5. В этой таблице
?н указаны для забивных свай. Для свай, погружаемых вибрацией
: для камуфлетных, значения следует умножить на коэффициент ав,
пределяемый по табл. 7.6.
При определении несущей способности свай, погруженных в плот»
ые песчаные грунты, значения т:‘ и /?и по табл. 7.3 и 7.5 увеличивают
а 30%. По новейшим данным можно увеличить /?н в плотных песках
34
на 60 и даже 100% (если степень их плотности определяют зондиро-
ванием).
Табл. 7.3 и 7.5, приведенные в СНИП 11-Б.5—67*, составлены
на основе обработки результатов многочисленных статических испы-
таний свай.
Таблица 7.4
Вид свай г столбов и способы их устройства Пески Супеси Суглинки Глины
Коэффициент а„ м
Погружение с подмывом свай и оболо- чек Вибропогружение свай и оболочек при коэффициенте консистенции В = 0,5* То же, при В 0* Вибропогружение свай и оболочек с вы- емкой грунта Буронабивные сваи и столбы, в том числе с уширенной пятой 0,9 1,0 1,0 0,6 0,9 1,0 0,9 0,5 0,9 1,0 0,7 0,5 0,9 1,0 0,6 0,5
*Для глинистых грунтов.
Таблица 7.5
Глубина забивки сваи, м Песчаные грунты средней плотности
гравели- стые крупные — средней крупности мелкие пылева- тые —
Глинистые грунты при коэффициенте консистенции В
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
Нормативное сопротивление грунтов сжатию R , кПа
4 5 7 10 15 20 25 30 35 8 130 8 670 9 520 10 290 11 470 12 360 13 140 13 920 14710 6470 5000 6570 6080 6760 7160 7360 8040 8630 9220 9810 3730 3920 4220 4910 5490 6080 6660 7260 7850 2940 2450 3040 2740 3240 3430 3920 4420 4910 5390 5880 1860 1570 I960 2160 2360 2740 3040 3430 3620 3930 1230 1280 1370 1470 1570 1670 1770 1860 I960 690 780 830 880 980 1080 1180 1280 1370
Примечание. В виде дробей приведены только данные различные для
песчаных грунтов (числители) и глинистых (знаменатели).
Нормативное сопротивление (предельное сопротивление) грунта
в основании для буронабивных свай и столбов с уширенной подошвой
и обычных, а также оболочек, погружаемых с выемкой грунта, опре-
деляют, как и для фундаментов глубокого заложения на естественном
основании (см. гл. 1, § 2 и 3), поскольку при устройстве таких элемен-
тов не происходит заметного уплотнения грунта.
165
Таблица 7.6
Песчаные грунты Глинистые грунты
Вид свай и способ погружения упные средние а, X X ч 50 а ф t» ф X и ф с X X X X 3 п
о. X я ф S я я Е Н и и 5
Коэффициент а„ Л
Вибропогружение свай с закрытыми концами при В = 0,5* L2 1,1 1,0 0,9 0,8 0,7
То же, при В 0* Забивка свай с открытым концом: — — — 1 1 1
при диаметре полости < 40 см 1 1 1 1 1 1
при диаметре полости > 40 см Камуфлетные сваи из оболочек, погру- 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7
женные на глубину при диаметре уши- рения:
1 м 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9
1,5 м 0,8 0,8 0,8 0,8 0,7 0,7
*Для глинистых грунтов.
При опирании подобных несущих элементов на крупнообломочные
грунты с песчаным заполнением и на песчаные грунты величину /?н
определяют по формуле (1.12), в которой коэффициент условий работы
тк можно брать из норм проектирования свайных фундаментов. По
этим нормам величина т'к изменяется в пределах от 0,14 до 0,29. Для
буронабивных свай и оболочек, погружаемых без сохранения грунто-
вого ядра, вводят еще дополнительный коэффициент 0,65. При опре-
делении Rn в выражении (1.12) учитывают значения <рн и Сн.
Значение R" для глинистых грунтов устанавливают на основе норм
проектирования.
Для свай и столбов, опираемых на практически несжимаемый грунт,
несущую способность определяют без учета сопротивления грунта
по боковой поверхности:
Pr — kotnRHQt
(7.И)
где kQ и т — соответственно коэффициенты однородности и условий
работы. Для забивных свай-стоек произведение kom = 0,7, а для
оболочек и набивных свай kom = 0,5; Й — площадь опирания сваи
на грунт, для свай сплошного сечения равная площади поперечного
сечения, а для оболочки — площади поперечного сечения нетто при
отсутствии заполнения полости бетоном и полной площади сваи при
заполнении ее на высоту не менее трех диаметров.
Величину R" принимают равной 19 810 кПа (2000 тс/ма) для забив-
ных свай, опирающихся концами на скальные и крупнообломочные
грунты с песчаным заполнением, а также глинистые грунты твердой
консистенции,
186
Для несущих элементов, заделанных (забуренных) в скальный
11 унт не менее чем на 0,5 м, величину Ян определяют по формуле, полу-
ченной на основе опытных данных
Ян = ЯсЧШ> + 1,5), (7.12)
где R* — временное сопротивление образцов скального основания одно-
осному сжатию (среднее арифметическое значение) в водонасыщенном
состоянии; ha и d3 — глубина заделки и диаметр заделанной части не-
сущего элемента в скальный грунт.
Для свай-оболочек, равномерно опираемых на поверхность нена-
рушенного скального основания, прикрытого слоем грунта толщиной
не менее 3d, /?н — R".
Расчетную несущую способность сваи на выдергивание определяют
по формуле
PB = komu (7.13)
i = I
где ko, w, и hi имеют те же значения, что и в формуле (7.10); т —
коэффициент условий работы, принимаемый равным 0,8.
§ 24. НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ СВАЙ И СТОЛБОВ
ПО СОПРОТИВЛЕНИЮ МАТЕРИАЛА СТВОЛА
Несущую способность свай и столбов по сопротивлению материала
стволов определяют методами, изучаемыми в курсах строительных кон-
струкций и мостов.
Ствол сваи рассчитывают на прочность и устойчивость (для высоких
ростверков). Железобетонные предварительно напряженные сваи
и оболочки, подверженные действию в условиях эксплуатации или
монтажа не только продольных усилий, но и моментов, также необ-
ходимо рассчитывать по образованию трещин, а стволы из обычного
железобетона — по раскрытию трещин.
Проверять типовые сваи и оболочки из предварительно напряжен-
ного и обычного железобетона на устойчивость, прочность и трещино-
устойчивость можно с использованием расчетных графиков, имеющихся
в типовых проектах. Ниже приведены формулы для определения рас-
четной несущей способности внецентренно сжатых стволов из обычного
железобетона по условиям прочности и устойчивости. Для таких
элементов расчет по прочности и устойчивости, в большинстве случаев,
имеет решающее значение по сравнению с расчетом по раскрытию тре-
щин. При расчете внецентренно сжатых железобетонных элементов
п зависимости от эксцентриситетов действующих продольных усилий
различают два расчетных случая: больших и малых эксцентриситетов.
Железобетонные сваи прямоугольного и квадратного сечения
с симметричным армированием (рис. 7.36, а). Расчетную несущую
способность таких свай Рс определяют по формуле
Pz = m [О,4ЯиМо + (^0 — <2С) ]/е. (7.14)
187
Если окажется, что
Pc/(mRabc) < 0,55Л0,
(7.151
то будет случай больших эксцентриситетов и несущую способность^
свай находят по формуле
Pz — mR„bcx, (7.16)“
где х — высота сжатой зоны, определяемая по выражению
X=h„ - е + V(Ло - е)* + 2/?.F, (Ло - ас)/(Я А). (7.17)
Если по этой формуле х < 2ас, то несущая способность сваи будет
Рс = mRtF„ (h„ - ас)/[е - (Ло - ас)]. (7.18)
В формулах (7.14) —(7.18) приняты следующие обозначения:
т —коэффициент условий работы; Ra —расчетное сопротивление
Рис. 7.36. Схемы поперечных сечений свай к расчету их несущей способности
бетона сваи на сжатие при изгибе, принимаемое в зависимости от марки
бетона; Rz —расчетное сопротивление арматуры, зависящее от ее
класса (для сталей классов А-1, А-II и А-III не делают различия
в значениях Ra при работе на сжатие и на растяжение); Га —площадь
арматуры, расположенной в один ряд по одну сторону от геометричес-
кой оси сваи (для свай, армированных восемью продольными стерж-
нями (рис. 7.36, б) (два стержня, расположенные на оси сваи, можно
не учитывать); *с —размер сваи в направлении, перпендикулярном
расчетному; h0 —рабочая высота сечения, равная *с ^az, az рас-
стояние от центра арматуры до грани сваи.
188
Расстояние от точки приложения продольной силы до центра рас-
тянутой арматуры е определяют по формуле
е = Ми + 0,5 (Ло - ас), (7.19)
где е0 —эксцентриситет приложения продольной силы относительно
геометрической оси сваи; фи —коэффициент, учитывающий влияние
прогиба в плоскости действия момента на величину эксцентриситета
продольной силы.
Этот коэффициент определяют по формуле
^и= i-n/n9 » (7-20)
причем
M9 = 0,7n2£6//Z2p, (7.21)
где М —действующее продольное усилие; Е6 —модуль упругости
бетона, зависящий от его марки; / —момент инерции сечения ствола.
Расчетную длину ствола на продольный изгиб 1р в фундаментах
с высокими ростверками принимают равной 0,5ZM, если в фундаменте
имеются наклонные сваи, препятствующие горизонтальному смеще-
нию плиты в любом направлении; в остальных случаях Zp = ZM. Мето-
дика определения длины изгиба ствола ZM рассмотрена в § 25.
Железобетонные оболочки кольцевого сечения (рис. 7.36, в). При
их расчете также различают два случая: больших и малых эксцентри-
ситетов.
Случай больших эксцентриситетов. Расчетную
несущую способность оболочек определяют по выражению
/’е = + 2RM - sin , (7.22)
где F —площадь поперечного сечения оболочки; F& —площадь
сечения всей продольной арматуры, распределенной по длине окруж-
ности радиусом га; га и гв — наружный и внутренний радиусы оболоч-
ки; фи —коэффициент, определяемый по формуле (7.20).
Выражение (7.22) применимо при соблюдении условия
Pc/m^Qt5RuF. (7.23)
Если условие (7.23) не выполняется, то расчет надо вести по вто-
рому случаю.
Случай малых эксцентриситетов. Несущую
способность находят по формуле
n (*n/+0,67/?aFa)
г с = т------------»
1-НоФиМа
где Riip —расчетное сопротивление бетона при осевом сжатии.
Железобетонные сваи круглого сечения. К случаям боль-
ших эксцентриситетов приложения сил относят такие,
когда угол ф' ^95® (рис. 7.36, г).
189
Значение ф' определяют из уравнения
ф' — sin ф' cos ф'-------sin8 ф' — (л — 2ф' 4-
^оти \
. d 2ас . Д _______________п
Расчетную же несущую способность находят из выражения
с = wk [у F"Fd sin8 “ 2flc) ’ ЯаЛ. sin ф'
(7.26)
К случаям малых эксцентриситетов относят
такие, когда полученный из уравнения (7.25) угол ф' > 95°. Несущую
способность круглого ствола в этом случае определяют по формуле
(7.24), как и для кольцевого сечения.
При определении несущей способности оболочки, полость которой
заполнена бетоном более низкой марки, можно использовать выраже-
ния (7.24), (7.25) и (7.26), как и для стволов сплошного круглого сече-
ния. В этих выражениях учитывают расчетное сопротивление бетона
оболочки, а расчетную площадь бетонного сечения определяют по фор-
муле
Г = Го + ГяЯпр>я/Япр.о,
(7.27)
где Fo —площадь бетона оболочки; F» —площадь бетона ядра запол-
нения; /?про и /?пр>я —расчетное сопротивление бетона при осевом
сжатии оболочки и ядра соответственно.
По выражениям (7.24) —(7.26) можно приближенно определять
и несущую способность трубобетонных свай с металлической оболочкой
(рис. 7.36, 5). Для таких свай вместо Fa учитывают расчетную площадь
сечения оболочки FM, а вместо Ra — расчетное сопротивление металла
оболочки Ro. Под F и d понимают площадь F„ и диаметр d„ бетонного
ядра. В выражениях (7.25) и (7.26) вместо члена d — 2ас принимают
d„ + 6, где 6 —расчетная толщина стенки оболочки. В выражение
(7.24) в этом случае следует подставить га = 0,5 (d„ + 6).
§ 25. РАСЧЕТ СВАЙНЫХ ФУНДАМЕНТОВ С УЧЕТОМ
ЖЕСТКОГО УСЛОВНОГО ЗАЩЕМЛЕНИЯ
СВАЙ В ГРУНТЕ
При проектировании свайных фундаментов расчетом определяют
продольные, поперечные усилия и моменты в сваях, а также переме-
щения плиты ростверка.
Ниже изложен приближенный метод, по которому расчет ведут
с помощью плоских схем, представляющих собой проекции всех свай
фундамента на вертикальные плоскости симметрии. Метод расчета
свайных фундаментов, как плоских систем с жесткой плитой, был раз-
работан Н. М. Герсевановым и в дальнейшем совершенствовался.
Для фундаментов с двумя и более плоскостями симметрии, напри-
мер для фундаментов промежуточных опор мостов, плоские расчетные
схемы получаются симметричными (рис. 7.37). Для фундаментов с одной
плоскостью симметрии (фундаменты устоев, подпорных стен и т. д.)
плоская расчетная схема получается несимметричной.
Излагаемым здесь способом расчета можно рассчитывать фунда-
менты с двумя плоскостями симметрии и в случае одновременного дей-
ствия нагрузок в обеих плоскостях симметрии. При этом расчет ведут
вначале самостоятельно для каждой плоской схемы, а затем опреде-
ляют результирующие продольные усилия в сваях путем алгебраичес-
кого сложения составляющих, полученных при расчете каждой плос-
кой схемы, и находят результирующие поперечные силы, а также изги-
бающие моменты геометрическим суммированием составляющих.
Способ расчета с помощью плоских схем обеспечивает достаточно
высокую точность результатов. Между тем трудоемкость расчетов по
^тому методу значительно меньшая, чем по методу, учитывающему
а)
тИ2)(2) (2)121(1)
12 J 4 5 6 7
(1) (2) (2) (2) (2) (2) (1)
Рис. 7.37. Плоские расчетные схемы:
а _ вдоль оси моста; б — поперек оси моста; в — план свай на уровне подошвы пли-
ты ростверка
пространственные условия работы фундаментов. Расчет свайного фун-
дамента как пространственной конструкции в самом общем случае
действия нагрузок изложен в литературе, указанной к настоящей главе.
Расчеты, излагаемые ниже, одинаково применимы как для фунда-
ментов с высокими, так и для фундаментов с низкими ростверками.
Вопросы же учета дополнительного сопротивления^грунта, оказывае-
мого на плиту низкого ростверка, а также возможность такого учета
рассмотрены далее в § 27.
При расчете свайных фундаментов обычно исходят из следующих
предпосылок (рис. 7.38).
Плиту ростверка считают абсолютно жестким телом; головы свай
жестко заделаны в плиту. Сваи считают упругими стойками, деформа-
ции которых малы по сравнению с их размерами. Каждая стойка в ниж-
ней части имеет жесткое закрепление, расположенное на расстоянии
от подошвы плиты, которое препятствует продольным смещениям
конца стойки. При расчете фундаментов упрощенным методом вводят
еще условное закрепление стойки в грунте, расположенное на расстоя-
нии 1м от подошвы плиты, которое препятствует поперечным смеще-
ниям и поворотам участка стойки ниже этого защемления.
Плиты ростверков свайных фундаментов опор мостов обычно имеют
жесткость, значительно превышающую жесткость свай. Если же над
190
191
SinOf
плитой расположена массивная нижняя часть мостовой опоры, то
местная жесткость плиты и опоры будет очень велика. В этих услов
предположение о бесконечной жесткости плиты ростверка по срав
нию с жесткостью свай не вносит существенных погрешностей в расч<
S)
S-!
6)
Sinai
I
ВЕЗ
и
^Sinat
hi
IL-I
Sinai
Рис. 7.38. Схемы к расчету фундамента с наклонными сваями
Жесткую заделку голов свай в плиту ростверка обеспечивают соот-
ветствующими конструктивными мероприятиями, рассмотренными в
§ 30.
Положения об упругой работе материала свай и о малости их дефор-
маций при нагрузках, значения которых ограничивают расчетами
стволов свай по предельным состояниям, являются общепринятыми
в расчетах рамных конструкций методами строительной механики.
Два условных закрепления ствола сваи в грунте, расположенных
на разных уровнях, введены с учетом различного характера работы
192
й в грунте на продольную нагрузку и поперечную силу и
Момент.
Под длиной сжатия I# подразумевают такую длину заменяющей
Сваю или столб центрально сжатой постоянным по длине усилием
Стойки, деформация укорочения которой равна осадке головы сваи,
Вызванной деформациями ее ствола и деформациями грунта, располо-
женного вокруг сваи и под ее подошвой.
Для свай, опертых на скальный грунт, длину сжатия lN можно
Принимать равной длине сваи I (рис. 7.39, а). Для висячих свай длина
Сжатия может превышать фактическую длину свай. Значение lN можно
1 установить по результатам испытания сваи пробными нагрузками
см. § 23). Из закона Гука по-
лучим
In — Iq— lz-\-sE6F/P, (7.28)
где s —осадка головы сваи при
расчетной нагрузке Р, прини-
мается по графику зависимости
между нагрузкой и осадкой (см.
рис. 7.30); /2 —длина сваи над
поверхностью грунта во время
испытания.
Перемещения головы висячей
сван возникают в результате
деформации ее ствола sc и пере-
мещения подошвы сваи sK, за
счет деформаций грунта (рис.
7.39, б) s = sc + sK.
Для определения sc необхо-
димо знать, какая доля нагруз-
Рис. 7.39 Схемы к определению длины
сжатия свай:
а — опертой; б — висячей
ки передается через подошву
сваи (коэффициент 0) и закономерность распределения касательных
составляющих т по боковой поверхности свай. Если в первом при-
ближении принять равномерное распределение т, то эпюра продоль-
ных усилий будет иметь вид, показанный на рис. 7.39, б. Опуская
простейшие выкладки, получим
Se=£^[Zo + °,5(l+W
(7.29)
Осадка подошвы сваи будет слагаться из осадки s* от нагрузки,
передаваемой грунту непосредственно подошвой сваи, и осадки s*
за счет давлений, передаваемых грунту боковой поверхностью сваи.
Когда известен модуль деформации грунта Е, то Sk при диаметре по-
дошвы D можно определить по формуле
, _ О.О830Р /3,2 2,19\ /7
Sk £ \ D *•* hr (/.OU)
Если в первом приближении принять равномерное распределение
касательных составляющих по боковой поверхности сваи, то вели-
7 Костерин Э. В.
193
чину sj можно найти из выражения
s. = o.o83y-P)/> (5,96ig-g+3,3). (7.3
Выражения (7.30) и (7.31) получены А. Б. Ограновичем из решен.
Р. Миндлина о действии силы внутри линейно деформируемого пол
пространства при среднем значении коэффициента бокового расшир
ния грунта р = 0,35.
Приравняв суммарную осадку по формулам (7.29), (7.30) и (7.3
осадке эквивалентной опертой стойки s = PlN/E6F, получим
*№44-0,5(1 +р)й+°-°^£-бГ [р(^ 4-^) + х
X (5,961g ^4-3,3)1. (7.3!
Использовать это выражение затруднительно, так как еще недос
точно разработаны методы определения коэффициента 0, котор_
зависит от свойств грунтов, действующих нагрузок, размеров и спос
бов устройства свай. В первом приближении при определении lN гм
выражению (7.32) будем считать, что расчетная нагрузка, действующа!
на сваю, распределяется между ее боковой поверхностью и подошвой,
как предельная нагрузка. Учитывая формулу (7.10), получим
р =----. (7.33
f = l
♦2
Для свай с уширенной подошвой, у которых основная доля нагрузку
передается грунту подошвой, допустимо принять 0 « 1.
Для неоднородных грунтов, а также в тех случаях, когда неизвес-j
тен модуль деформации грунта, длину сжатия висячих свай можно
упрощенно найти также исходя из соображений, изложенных ниже^
Статистическая обработка результатов испытаний свай без уширенный
подошв пробными нагрузками показала, что при усилии, составляющей
0,5 Рпр, осадка сваи в среднем равна s = 5 мм, независимо от ее раз-
меров и грунтовых условий.
Отсюда исходя из закона Гука получим длину сжатия сваи
. _ 5. 10"3E6F __ 7.10~3E6F
N~ 0,5Рпр “ Pr
(7.34)1
где Рг —расчетная несущая способность сваи по грунту, равная!
0,7Рпр. К значению lN по выражению (7.34) для высоких ростверков!
нужно прибавить свободную длину Zo. 1
Для несущих элементов с диаметром ствола d > 1 м и свай с уши-1
ренной подошвой при определении lN можно исходить из модели грунта,,
упругие свойства которого под подошвой несущих элементов характе-
ризуются коэффициентом постели Со. Принимая 0 = 1, получим
N(l.+h) N NIn
S sc4-s„- 4-QoCo - £6f •
Zjy = 4) 4“ E6F/(CoQn)i (7.35)
где Qo — площадь основания несущего элемента (площадь уширения
для сваи с уширенной подошвой).
К понятию о положении места верхней условной заделки и о длине
изгиба 1М можно прийти, если рассмотреть работу сваи в грунте, на-
груженной горизонтальной силой и моментом. Такую сваю можно
заменить стойкой, имеющей жесткое защемление в нижней части, как
гто сделано в схеме на рис. 7.38.
Место положения заделки можно подобрать из условия равенства
максимального изгибающего момента в свае и стойке или из условия
равенства перемещений головы сваи и стойки. При этом значения Z^,
определенные по первому и второму условию, могут быть различными.
Опыты и расчеты показывают, что значение 1М также зависит от
свойств грунтов, размеров ствола свай и значений действующих
нагрузок. Точный учет всех этих факторов сильно осложнил бы рас-
чет свайных фундаментов данным методом.
Поэтому при их расчете исходят из осредненной длины изгиба 1М
и независимости положения места заделки от величины и вида дейст-
вующих нагрузок. На основе опытных данных длину изгиба можно
в первом приближении определять по формулам:
а) при Л^2т]^ Zjj =/0 + 2т)^ — 0,5/z;
б) при h > 2r)d Z4j = Z04-T)d,
где т] —коэффициент, принимаемый равным от 5 до 7 в зависимости
от вида грунта и жесткости ствола сваи; d —диаметр ствола сваи.
Меньшие значения г] принимают в более плотных грунтах и при
меньшей жесткости ствола свай при изгибе.
Для свай и столбов с диаметрами стволов d > 1 м значение ZM
можно найти по формуле, полученной в ЦНИИС
Zm = А> + 2,25/ад, (7.37)
гдеад —коэффициент деформации, определяемый из выражения (7.81),
рассмотренного в § 26.
Расчет свайных фундаментов с наклонными сваями. Расчет
фундаментов с одной плоскостью симметрии.
Ввиду отсутствия поперечной симметрии в расположении свай начало
координат для этого случая помещают в любую точку линии пересе-
чения плоскости подошвы плиты и вертикальной плоскости симметрии.
Все нагрузки после этого приводят к началу координат. В расчетном
отношении фундамент представляет собой раму с жестким ригелем.
Расчет такой рамы проще всего выполнить методом перемещений.
За неизвестные примем вертикальное s, горизонтальное и перемещения
начала координат (точки О) и угол поворота плиты ростверка ©. Введем
три дополнительные связи в виде вертикального и горизонтального
опорных стержней и заделки. Тогда получим основную систему,
изображенную на рис. 7.38, а.
194
195
7*
ч
Рассмотрим случай, когда длина сжатия lN и длина изгйба
у всех свай одинаковы. Расчеты показали, что если разница в дл
свай не превышает 6%, то ее можно не учитывать и пользова
формулами, полученными для фундаментов со сваями одинако
длины.
При выводе расчетных формул примем правило знаков. Поло;
тельное направление оси х принимается по направлению горизонта
ной силы Тх. Положительный конец оси z считается направленным в
по направлению действия вертикальной нагрузки Р. При этом
положителен, если он вращает ростверк от положительного кон
оси х к положительному концу оси z. Острый угол наклона св
к вертикали считается положительным при направлении отсчета
положительного конца оси г к положительному концу оси
(см. рис. 7.38, а).
Перемещения плиты s и и положительны, если их направления со
падают с положительными направлениями координатных осей. У
поворота со положителен, если его направление совпадает с поло
тельным направлением Му. Знак продольных усилий в сваях пол
жителей, если в них возникает сжатие. Изгибающий момент в гола
сваи Мв положителен тогда, когда зона растяжения от него в сва(
расположена по отношению к ее оси с той же стороны, что и положи-
тельный конец оси х по отношению к вертикальной оси г. Для момента
Мп на уровне заделки сваи в грунт правило знаков обратное. Зна!
поперечной силы определяется положительными знаками моменто!
2ИВ и Мн.
Обозначим характеристики жесткости свай
п п =1?^/. п -6£б/.
Pl I » г2 /8 ’ Рз /2 »
lN 1м
р4 = -т2-; Ро = Pl - р2- (7.38)
м
Реакции во введенных связях определим, рассмотрев деформирован-
ное состояние свай (стоек), а также возникающие в них усилия и мо-
менты от единичных перемещений плиты ростверка.
При вертикальном перемещении s = 1 любая свая (обозначим ее
номером i) получит укорочение равное cosab а ее верхний конец?
заделанный в ростверк, переместится в направлении, перпендику-j
лярном первоначальной оси сваи на sin а/ (см. рис. 7.38, б). ’
В свае возникнут: продольное усилие |
Nis = (E6F/lN) cos at = pt cos ab i
моменты на уровне заделки сваи в плиту ростверка и в грунте
M?SH = — (6£б///м) sin а/ = — р8 sin а/
и поперечная сила
Qis = — (12E6I/lfa) sin «/ = — р2 sin а,.
196
Реакцию в вертикальной связи (стержне) гп, по направлению пер-
вого неизвестного s, получим как сумму проекций усилий во всех п
tiMBix на вертикальную ось г:
2 Mucosa,- У Qusina, = pl У cos2af + p2 У sin2a,
i = i i = 1 i = i i = ।
МЛН
Гц=Ро У cos2 a, 4-np2. (7.39)
i = I
Реактивное усилие в горизонтальной связи г21 по направлению
Второго неизвестного и будет равно сумме проекций усилий в сваях
№ горизонтальную ось х:
r2i = '’i2= У М„ sin а, 4- 2 Q/5cosa/ =
i=i t=i
п п
= Pi 2 cos a, sin а,—р2 2 cos a, sin а,
i=i i=i
или
п
''12 = Ро 2 cos a, sin а,. (7.40)
t = i
Реактивный момент в заделке г81 определим, составив уравнение
моментов относительно точки О:
''81 = ''1з= 2 Mucosa,- 2 У Q/^sina,®
i=i i=i i=i
= Pi 2 ** cos2a,4-p8 2 sina,4-p2 2 *isin2a,
1=1 i=i i=i
или
ги = Ро У! XjCOS^i+pj 2 Х/4-Рз У, sinap (7.41)
1=1 1=1 1=1
Аналогично найдем реакции в связях и от других единичных пере-
мещений плиты ростверка.
При горизонтальном перемещении и = 1 укорочение сваи и смеще-
ние ее верхнего конца соответственно будут sin а, и cos а, (см.
рис. 7.38, в).
Продольное усилие, момент и поперечная сила в свае в этом случае
равны:
Niu = pi sin a,; М *ц =* р8 cos a,; Qiu = р2 cos a,.
197
Реактивное усилие в горизонтальной связи гм:
ггг = У AZ/asina/-}- У Q/acosa/ = p1 У sin2a< + p2 У! cos2af
/ = 1 f = 1 i = i i = i
или
^22 = Po S sifi2 a« + nP2- (7-‘
i = i
Момент в заделке r82:
'‘аг = ',2з= У NiuXt cos az- У М?и- У Qiux{ sinaf =
i = 1 i = 1 i = 1
n n n
= Pi У x/sinafcosaf —p3 У cosaz —ра У xsina/cosaj
i= 1 i = 1 i = l
ИЛИ
n n
'"28 = Po У X/sin a/cos a/— p8 У cosaz. (7.43'
i=i i=i
При повороте ростверка на угол со = 1 свая укоротится на xz cos az
а конец ее сместится на xt sin az (см. рис. 7.38, г).
В свае возникнут следующие составляющие усилий и моментов:
Mi© = Р1Х/cos az; А?{®« — (ps^sinai + p*);
At"o) = — (p8xf sin az + 0,5рл); $i(1) = — (p2xz sin az 4- p8).
Реактивный момент в заделке r88:
гзз= У MZwxzcosaz — У A4Z(0 — У Qzoxzsinaz =
i = 1 i = 1 i = l
= Р1 У х® cos2 az 4-2р3 у xzsina/4-p4n+p2 У xfsinaz
i=i i=i i=i
или
''83 = Po S x® cos2 az-J-2p8 у xz sinaz + pa У xz®4-np4. (7.44)
i=i i=i i=i
В полученных выражениях n —общее число свай в фундаменте.
Система канонических уравнений будет иметь вид:
Гц* + г12и 4- г18со«. Р;
'W + + Ггай) = Тх\ (7.45)
''siS 4- г^и 4- г38(о = Му.
Решением этой системы определяют s, и и
198
Продольное усилие в любой свае
Л/ / = NisS 4- Niuu 4- = Pi (s cos а/ 4- w sin а/ 4- coxj cos a/). (7.46)
Момент в свае на уровне заделки в плиту
М? = M*lsS 4- 4- =
= р8 (и cos а/ — s sin aj — сох/ sin а/) — р4со. (7.47)
Поперечная сила в свае
Qi = QisS 4“ QiuU 4" Q/w® = Рг (M cos oq — s sin at — coX/ sin a/) — p3<o. (7.48)
Момент в свае на уровне ее заделки в грунте
М? = М?4-0,5р4со. (7.49)
Практически расчет таких фундаментов ведут последовательно,
•аполняя таблицы и вычисляя расчетные характеристики, полученные
на основе рассмотренных выше выражений для усилий, моментов
в сваях и реакций от единичных перемещений.
Вначале заполняют табл. 7.7 геометрических и тригонометрических
характеристик по форме, приведенной ниже.
Таблица 7.7
Xs сваи Число свай данного номера sin а. cos а . sin* af. cos* а. sin a. cos а- ч* к х. sin а. xi cos а. л. sin а^х Xcos а. а ж} cos* х. cos* а. 1
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
п Ез е4 Е6 Ев Е7 Ев Ев Ею Е12 Eis Eu
Значения характеристик по столбцам, кроме 11, суммируют по всем
сваям. После заполнения этой таблицы вычисляют относительные ха-
рактеристики жесткости свай, принимая I/F = 0. Тогда
Pi—“7 » Pa — ~7Ti Рз------7T~» P* — T~, Po — Pi “ Pa« (7.50)
lN
Реакции от единичных перемещений определяют по следующим
выражениям:
= PoSe 4" пр'ъ г12 = Ро2?; г1з= Po2ji4 4~ Рз2з 4~ PalusJ
7« = Po2j6 + Яра»
7аз = Ро^12 Pa^Si» (7.51)
гзз= PoSis 4" 2рз£ю 4” PaSo 4” Яр£.
При вычислении реакций суммы берут из табл. 7.7. Для упрощения
расчета значения реакций по выражениям (7.51) уменьшены в E^F раз.
199
Расчетные коэффициенты, полученные в результате решения вобп
виде системы уравнений (7.45) с помощью определителей, будут рав:
е1 = I/33 аз)2]/^1» е2 “ (г12^33 Г 2з)/Д1»
е3 == (Г12Г аз — Г 1з)/Д1» е4 = I/ ПГ 33 — (Г 13)W
е5~(Лигаз— Па^1з)/Д1» ев — [ги гаа— (ri2)2]/^i> (7-
^1 = гп [г2агзз — (газ)2] — г 12 (г 1а^зз — г\\\газ) ~Ь Нз (riar23 — газг»)•
Значения перемещений определяют путем заполнения табл. 7.8.
Таблица 7
№ схемы нагрузок СО н к со =51 СО О. с? »< К со* 5 со о. СО Н к » 00 + со 'МИ' I ч «Л 1О I I а 1 ° 3 ***^ ] £ э
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
Продольные усилия, моменты и поперечные силы в сваях опреде
ляют с использованием табл. 7.9.
Таблица 7.
Горизонтальное смещение верха опоры без учета деформаций ее
тела определяют по формуле
aB = (l/£6F)(w'+M'), (7.53)
причем иг и <о' берут из табл. 7.8.
Правильность расчета устанавливают по условиям равновесия
с предварительным заполнением табл. 7.10.
200
Таблица 7.10
.X? схемы нагрузок № свай Число свай данного номера £ cos а. sin а- Nfr cos CO Q. sin at Ql cos a* a* c и нГ сГ
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Ei s: к EIo Eb Eu
При вычислении сумм в этой таблице учитывают все сваи.
Проверки производят по выражениям:
= (7.54)
Расчет свайных фундаментов с двумя плос-
костями симметрии. При симметричном расположении свай
па плоских схемах расчет значительно упрощается. Начало координат
следует помещать в точке пересечения плоскости подошвы плиты
и вертикальных плоскостей симметрии фундамента (см. рис. 7.37).
Вследствие симметрии реакции г12 = Г13 = 0 и система уравнений
(7.45) распадается на две независимые группы:
rns = Р; (7.55)
. лл I (7-56)
r32u^r33(d = My. J
При расчете фундамента в плоскости хОг вначале заполняют данные
в табл. 7.7. Суммы вычисляют по столбцам 2, 4, 5, 6, 9, 10, 12 и 13.
При подсчете сумм следует принимать во внимание симметрию в распо-
ложении свай, что облегчает вычисления.
Характеристики жесткости свай рб — pi вычисляют по формулам
(7.50). Реакции от единичных перемещений определяют по выраже-
ниям (7.51).
Расчетные коэффициенты, полученные путем решения канонических
уравнений при помощи определителей, будут
Е7=1/Гц; е8 = г33/Л2; 89=г23/Л2; е1о== (7.57)
Л2 = г азГ зз (г аз)2.
Перемещения определяют по форме, приведенной в табл. 7.11.
Продольные усилия, моменты и поперечные силы определяют
путем заполнения табл. 7.9. Горизонтальное смещение верха опоры
вычисляют по формуле (7.53). Правильность расчета устанавливают
ио табл. 7.10 и выражениям (7.54).
201
а о л и ца
К* схемы нагрузок X еюм у Е9^Х s' = е,Р и' = (2)—(3) со'=(4)-
1 2 3 4 5 6 7 8
Расчет на нагрузки, действующие в плоскости уОг, во всем анал
гичен рассмотренному расчету в плоскости xOz. Соответственно бер
новую плоскую расчетную схему, представляющую собой проекщ
всех свай ростверка на поперечную плоскость симметрии уОг.
Расчет фундаментов с вертикальными сваями. Для фундамек
с вертикальными сваями, имеющего хотя бы одну плоскость симм
рии, расчетная схема будет иметь вид, изображенный на рис. 7?
Рассмотрим вначале случай, когда нагрузки на ростверк действу
в плоскости симметрии xOz. Реакции от единичных перемещений оп[
делим, используя общие выражения (7.39) —(7.44), положив в ни
а/ = 0:
п
Гп = п^ г12 = 0; г13 = Pi У! xz;
i = 1
п
= np2; г23 = — np3; г33 = рг У xl 4- пр4. (7.58
I = ।
Выражение для г13 представим в виде
п р р л с п
'1Э = Р1 5 Х' = 7Г S х‘=г S F‘x‘-
i = 1 N i = 1 N I = I
Правая часть последнего выражения представляет собой сумм]
статических моментов площадей свай относительно начала координат
Если начало координат поместить в центре тяжести свайного пол?
(рис. 7.40), то г13 = 0. В этом случае $ определяется независимо от I
и со, и расчет значительно упрощается.
Координату центра тяжести свайного поля хс (рис. 7.40) относи
тельно произвольной оси, параллельной оси Оу, при одинаковы?
площадях поперечных сечений свай F определим по формуле
п п
S Fxi S х/
<7-59)
где Xj — расстояние центра сечения любой сваи от произвольной оси.
Суммирование по формуле (7.59) распространяется на все и свай
фундамента.
202
Система канонических уравнений распадается на две независимые
Группы [выражения (7.55) и (7.56)], как и при расчете фундаментов
С наклонными сваями при наличии двух плоскостей симметрии.
б)
Рис. 7.40. Схемы к расчету фундамента с вертикальными сваями:
а — расчетная схема и основная система по методу перемещений в пло-
скости xOz; б — расчетная схема в плоскости уОг, в — план свай; г — де-
формации оси сваи и эпюры изгибающих моментов от единичных переме-
щений
Подставив в уравнения (7.55) и (7.56) выражения (7.58) для реакций
и решив эти уравнения в общем виде, после преобразований получим
следующие формулы для перемещения плиты ростверка:
Л Р Тх . Мус Му
s =—• «= —+ ~тг; ®=-£. (7.60)
Р1Л np2 ^У pily
причем
М° = Му+сТх-, (7.61)
п
(7-62)
С = Рз/ра» (7.63)
Подставив найденные выражения для $, и и со в выражения (7.46) —
(7.49) и приняв в последних at = 0, получим окончательные расчетные
формулы для определения усилий в несущих элементах.
203
Продольное усилие в любом несущем элементе определяется по
муле
Р . M°yXi
п+ ly
(7.6
Изгибающий момент в голове элемента на уровне подошвы пли1,
(7.6
n OaPj/^
Поперечная сила в голове элемента
Qi = ТХЩ. (7.6
Момент в несущем элементе на уровне условной заделки в грун
+А-
Для проверки вычислений перемещений и усилий по выражения:
(7.60) — (7.66) используют условия равновесия:
У, Nt = P; У NiXi — nMj^My; п(р2и—ра(я)==Тх. (7.6S
i = 1 < = 1
В выражениях (7.61) — (7.62) при учете условного защемлени
свай в грунте
значения Pi 4-
часть членов можно преобразовать, раскрывая в ни:
р3 по формулам (7.38) и д2 = -^у. Тогда получим
ZZ g/
„ _ л е/ . 1 _ lN 1
РА 1м F
(7.6!
6 = IIF.
(7.60) —(7.66), являющиеся самыми общими, пол
где £ = Iк Им’,
Выражения
ностью применимы и для расчета фундаментов с вертикальными несу
щими элементами методом, рассмотренным далее в § 27, при учете соот
ветствующих характеристик р2, р3 и 62.
Горизонтальное смещение верха опоры определяют по формул*
(2.1) путем подстановки в нее значений и и со, найденных по выраже
ниям (7.60).
Формулы (7.60) —(7.67) одинаково пригодны для расчета фунда<
ментов с двумя плоскостями симметрии и с одной плоскостью симмет
рии при действии нагрузок в плоскости симметрии или плоскости, ей
перпендикулярной, проходящей через ось у (рис. 7.40, б).
Расчет при действии нагрузок в плоскости yOz аналогичен во всем
рассмотренному расчету в плоскости xOz. Если необходимо учесть одно-
временно действие нагрузок в плоскостях хОг и yOz и моментов отно-
сительно осей х и у, усилия в сваях суммируют алгебраически, опреде-
ляя их по формуле
р му,
(7.70)
204
Моменты в сваях складывают геометрически
М> = /(м;)«+(М°)2; (7.71)
М« = V (Л^)2 + (МЭ». (7.72)
При этом моменты МJ-н и М*-н определяют раздельно для каждой
расчетной схемы по формулам (7.65), (7.67) и аналогичным им при
расчете в плоскости уОг.
§ 26. РАСЧЕТ СВАИ ИЛИ СТОЛБА НА ПОПЕРЕЧНЫЕ
НАГРУЗКИ С УЧЕТОМ УПРУГОЙ РАБОТЫ ГРУНТА
Расчет сваи или столба с учетом деформативности их стволов
и окружающего грунта можно выполнить в предположении, что грунт
является таким телом, упругие свойства которого характеризуются
коэффициентом постели Сг, линейно возрастающим по глубине:
Сг = тлг. (7.73)
Расчеты, основанные на этой предпосылке, будут давать результаты,
близкие к действительным при правильном выборе коэффициента
пропорциональности тл. Значения та следует устанавливать на основе
натурных испытаний свай на горизонтальную нагрузку.
Значения тд, полученные в ЦНИИСе опытным путем, приведены
в табл. 7.12.
Таблица 7.12
Грунты и их характеристики Значение /пд, кН/м4
для свай для столбов
Текучепластичные глины и суглинки, илы 650—2 500 500—2 000
Мягкопластичные глины и суглинки, пластич- 2 500—5000 2 000—4 000
пые супеси, пылеватые пески Тугопластичные и полутвердые глины и су- глинки, твердые супеси, пески мелкие и сред- 5 000-8 000 4 000—6 000
ние
Твердые глины и суглинки, крупные пески Гравелистые пески, крупнообломочные грун- 8 000—13 000 6 000—10 000
— 10 000—20 000
гы
В табл. 7.12 значения тд даны для песков средней плотности. Для
плотных песков тл нужно увеличить на 30%.
Если свая или столб в верхней части проходит несколько слоев
грунта, то можно исходить из приведенного значения коэффициента
пропорциональности тдЭ. Его значение получают в предположении, что
влияние различных значений тл1 на работу сваи уменьшается с глуби-
ной по линейному закону в пределах глубины hm. Исходя из этого
для трехслойного основания, например, получим формулу для опре-
деления тл9:
т„ = 4- (*i 4- 2Л2 + 2Л3) + tn^hi (h^ + 2й3) + тд3Л|], (7.74)
пт
205
где hit ht и h3 —мощность первого, второго и третьего слоев грун
(сверху вниз) в пределах hm\ тл1, тл2 и тл3 —соответственно ко
циенты пропорциональности слоев грунта.
Величину пт, в пределах которой учитывается разнородность
тов при вычислении тдэ, определяют по формуле
hm~2(d+\),
где d «—толщина сваи, м.
Для двухслойного основания в выражении (7.74) следует приня1
h3 = 0.
Для
ченным
расчета сваи воспользуемся решением И. В. Урбана, полу-
им для гибкой шпунтовой стенки. Дифференциальное уравне
гибкой шпунтовой стенки. Дифференциальное уравне-
ние изогнутой оси сваи (рис. 7.41) будет иметь вид;
г- г d*u
dz* ""
Интенсивность бокового давления грунта с исполь-
зованием (7.73) можно выразить как
Яг = — итлгЛр,
(7.77)
где dp —расчетный размер несущего элемента в по-
перечном направлении.
Рис. 7.41. Схема для расчета сваи или столба на горизонталь-
ную силу и момент
Для свай d < 1 м расчетный размер определяют по формуле
dp = K9(l,5d + 0,5). (7.78)
Коэффициент формы К3 для круглого сечения по результатам опыт-
ных работ ЦНИИС можно принять равным 0,9, а для прямоугольно-
го —1,0. Выражение в скобках в правой части формулы (7.78) учиты-
вает отличие условий пространственной работы сваи от условий
тлоской задачи.
Для несущих элементов при d > 1 м
dp=^KBK9 (d+1).
(7.79)
Здесь /Св учитывает взаимное влияние несущих элементов, распо-
юженных в одном ряду, параллельном плоскости действия нагрузки.
)пределение этого коэффициента рассматривается в § 27. Для одиноч-
юго несущего элемента /Св = 1.
Подставив формулу (7.77) в выражение (7.76), получим
d4u
U2==0.
06
Заменим переменную
где
2 — осд2,
ад =
Тогда получим дифференциальное уравнение
d4u
dz4
и2 = 0.
(7.80)
(7.81)
(7.82)
Решение этого уравнения получил И. В. Урбан с помощью ряда
Тейлора в следующем виде:
(7.83)
где а0, соо, Л40 и TQ —перемещение, угол поворота, момент и горизон-
тальная сила на уровне поверхности грунта (см. рис. 7.41).
Функции влияния Лп Ci и определяются следующими схо-
дящимися рядами:
55 510 515 520
л. = 1-6т+6го-6П151+6-11-16м—•
56 511 516
= 2 — 2 gj-4-2• 7 jj-j — 2• 7 • 12 Jgi +•..
„ 52 57 512 517
С> = 27-37Г + 3'8Г21-3'8-13171 + -
53 58 513 518
с.=1г-48т+4-9?з-4-914га+-
Воспользовавшись известными дифференциальными зависимостями
при изгибе, из формулы (7.83) получим выражения для определения
угла поворота со,, изгибающего момента Mz и поперечной силы Qg
в любом сечении сваи на глубине z от поверхности:
= «<Л Вг + -^тСг + -^-Ог-,
= и0А„ Baq—С„ + -р— D3;
ПдЕг,! ад адЕб/ «дЕ6/
= u„ А, + “8 В4 + С4 + -A- Dt.
алЕб1 ад алЕб1 алЕ61
(7.84)
(7.85)
(7.86)
Функции влияния А2, А3 и Л4 получают путем последовательного
дифференцирования выражения для Лх. Аналогично получают В2, В3,
Вк из Bi и т. д. Значения функций влияния приведены в приложе-
нии VIII.
В выражениях (7.83) — (7.86) начальные параметры То и 7И0 обычно
бывают известными. Значения м0 и ®о определяют исходя из условий
на нижнем конце несущего элемента.
207
Для дальнейшего расчета необходимо знать перемещения несущ!
элемента 677-, 6Мт и 6л1л1 на уровне поверхности грунта от горизонта;
ной силы TQ = 1 и момента Л10 = 1 (рис. 7.42).
Рассмотрим три случая закрепления нижнего конца элемента.
Случай 1 (рис. 7.42, а). Будем считать, что при повороте г
дошвы элемента на угол на конце возникает реактивный моме1
равный
МА — ^Cq/о,
где /0 —момент инерции подошвы несущего элемента; Со —коэфф
циент постели по подошве несущего элемента. Величину Со определи!
по формуле
Cq -- бЩддЛ/б/д,
(7.8
где d0 —диаметр подошвы несущего элемента, м; тд0 —коэффицие!
пропорциональности, принимаемый по табл. 7.11. Знак минус в выр
жении для Mh принят в связи с тем, что положительное значение Л
получается при отрицательном угле поворота (ог (в формуле (7.8
положительное значение сог соответствует отсчету от вертикали прот]
часовой стрелки).
Подставив в выражение для Mh значение юЛ из (7.84) при То =
и Л10 = 0, получим
— — ад Д2 4- — #2 Н—з р<%Л>-
\ ад ад£б/ /
(7.88:
Для определения перемещений &тт и &мт от То — 1 при Мо =
подставим (7.88) в (7.85) и Q* = 0 в выражение (7.86). Учитывая, что
$тт = и0 и 6мг = — wo> получим систему уравнений:
(А3+АгК1,)6тт-^^±^6м r=-Dat^
(7.89)
где
Решив эту систему, получим
К = I (^3^4 — ^4^3) 4~ (^2^4 — В4Р2)
ТТ ajE6/ ‘ (А8В4-А4В3)+КЛ(А2В4-А4В2) '
5 — 1 . (^3^4— A4D8) (АаР4— А4Р2)
Мт alE0I ' (A3B4-A4B3) + Kh(AaB4-A4Ba) '
Аналогично можно определить перемещение $мм от Мо = 1:
в«" = -5^7
(А3С4 — А4С8) 4- Kh (АаС4 — А4Са)
(А8В4-А4В8)+КЛ(АаВ4-А4Ва) ’
208
Из принципа взаимности перемещений следует, что &мт =
Выражениями (7.90) следует пользоваться при 2 = aAh < 4 для свай
и столбов большого диаметра (d > 0,8 м), а также несущих элементов
с уширенной подошвой. При 2^4 для указанных элементов, а также
для свай малого диаметра (d < 0,8 м) при любых 2 нижний конец целе-
сообразно рассматривать, как свободный (МЛ = 0).
Случай 2. Он соответствует свободному нижнему концу сваи.
Поэтому можно положить Mh = 0, Qh = 0. Расчетные выражения для
Рис. 7.42. Схемы к определению перемещений от единичных сил и моментов
перемещений получим из выражений (7.90), приняв в них /<Л = 0»
гак как свободный конец соответствует Со = 0. Тогда получим:
с ___ 1 Е3Од — E4D3
тт~ а1Еб1 ’ Л3В4-Л4В3’
6МТ = • А^-АЛ (7.91)
alE6l AfBt-AtB,
с ___ 1 ^3^4— Л4С3
Ош1“адЕ/ * Л3В4—Л4В3'
Случай 3 (рис. 7.42, б) —столб забурен в скальное основание.
В этом случае значения 6Гт, &мт и Ьмм можно найти, пользуясь выра-
жениями (7.83) и (7.84) при граничных условиях на глубине h uh = 0
и (ол = 0:
g 1 ^2^1—^1/^2 . g 1 ЛдТ^х — Л1/?2
ТТ~ адЕб1 ' Л^-Л^ ’ МГ~~ адЕб/ ’ А&-А& ’
С 1 ^2^1 ЛГС2 /у QQ.
~ адЕб1 * А^-А^'
Значения разностей произведений функций влияния в выражениях
(7.90) и частных от разностей произведений в выражениях (7.91)
и (7.92) приведены в приложении IX. При использовании приложе-
ний VIII и IX интерполировать значения функций влияния по 2 не ре-
комендуется во избежание ошибок в расчетах.
209
Используя полученные формулы (7.89) —(7.92), можно рассчита*
любую сваю или столб на поперечные нагрузки при различных усл
Рис. 7.43. Примеры эпюр иг, Мг, Qz и рг в свае от единичной силы и мо-
мента, действующих в уровне поверхности грунта
виях на подошве несущего элемента. Для этого определяют начальш
перемещения:
«о = Т$тт+М06м т\
(о0 = —(То^тм + М(Дил1)« (7.9
Изгибающие моменты Мг и поперечные силы Qz на любой глуби
2 = адг от поверхности грунта определяют по формулам, полученнь
из выражений (7.85) и (7.86):
Mz = ад£б7 (адм0Лз + <ооВ3) + М0С3 + £>3; (7.94
& = а££б/ (ада0Л44-со0В4)-|-адЛГ0С4 + 7,0П4. (7.95
Реактивное давление грунта на боковую поверхность несущег
элемента определим с использованием выражения (7.83):
Р,----= - /пд 1 (UtAt+Вг + -^-7 с, + Di). (7.96
ад \ осд (Хдс^/ осдс^/ /
210
Значения функций влияния в выражениях (7.94) —(7.96) берут
по приложению VIII для приведенных глубин 2.
Если значение 2 = aji 4, то способ заделки нижнего конца
Несущего элемента практически не влияет на распределение изгибаю-
щих моментов, поперечных сил и давлений грунта по высоте сваи.
В этом случае на глубине 2^4 эти силовые факторы можно считать
равными нулю.
На рис. 7.43 в качестве примера приведены эпюры иг, Мг, QZi pg
при То = 1 кН и Мо = 1 кН*м для свай сечением 35 х 35 см, длиной
7 м и пгл = 2000 кН/м4.
Зная значения 67-7-, $мт и дмм, можно определить перемещения
Несущего элемента от единичных силы и момента, приложенных
на уровне его верхнего конца (см. рис. 7.42, в):
^2 = + &мм;
^8 = 2ё^7 Н"
(7.97)
§ 27. РАСЧЕТ СВАЙНЫХ И СТОЛБЧАТЫХ ФУНДАМЕНТОВ
С УЧЕТОМ УПРУГИХ СВОЙСТВ ГРУНТА
Расчет фундаментов с наклонными и вертикальными несущими
•лементами. Данный метод расчета отличается от метода, рассмотрен-
ного в § 25, более точным учетом работы несущих элементов на попереч-
ные нагрузки и моменты в грунте. В основу его положены решения,
полученные в предыдущем параграфе для одиночных несущих элемен-
тов.
Отличие рассматриваемого здесь метода заключается прежде всего
в определении характеристик жесткости р2 — р4. Характеристику рх
определяют также, как и в упрощенном способе расчета, по первому
выражению (7.38).
Определим характеристики р2 — р4. При действии на голову несу-
щего элемента горизонтальной силы Т и момента М перемещение
и угол поворота СО], определим с использованием выражений (7.97):
и± = Tfii 4- Л463; со1 = Тд3-|-М62.
Решив эти уравнения относительно Т и М, получим
'Г ^1^2 ©1^8 . Д Л ®1®1 «^3
ма-632 ’ 6Л-6! *
При Ui = 1 и й>1 = 0 Т = р2, М = —р3. Тогда получим:
Ра= 6^Ifis ’» (7-98)
• (7.99)
211
При ut = 0 и Wj = 1 М = р4. Тогда
п —Л—
Р‘~8Д-вГ
Характеристику р0 получим как разность:
Ро = Р1 ~Р2-
Дальнейший расчет фундаментов с наклонными несущими эле
тами ничем не отличается от расчета свайного фундамента, расе
ренного в § 25. Принимают такую же расчетную схему и основную
тему, за исключением условного защемления свай в грунте npoi
поворотов и поперечных смещений. Остается в силе принятое в §
правило знаков.
Реакции от единичных перемещений вычисляют по выражени
(7.39) —(7.44) путем подстановки в них характеристик жестк
определенных по формулам (7.98) —(7.101).
Система канонических уравнений имеет вид (7.45) для фундамен
с одной плоскостью, и вид (7.55), (7.56) для фундаментов с двумя пл
костями симметрии.
Результирующие усилия в сваях и моменты вычисляют по выра;
ниям (7.46) —(7.48).
Практически при расчете заполняют табл. 7.7 геометрическ
и тригонометрических характеристик. После определения характер
тик жесткости по формулам (7.98) —(7.101) и реакций от единичн
перемещений по выражениям (7.51) вычисляют расчетные коэффицш
ты для фундаментов с одной плоскостью симметрии по формулам (7.5
а для фундаментов с двумя плоскостями симметрии —по формул
(7.57). Перемещения определяют путем заполнения табл. 7.8 или 7.1
Продольные усилия, моменты и поперечные силы в несущих э
ментах определяют в табл. 7.9, в которой два последних столбца дол
ны быть опущены. Следует иметь в виду, что в табл. 7.8 и 7.11 пол
чаются фактические значения перемещений, так как в выражени
(7.51), (7.52) и (7.57) используются действительные значения р0 —
а не относительные. Поэтому значение горизонтального смещенй
верха опоры вычисляют непосредственно по выражению (2.1).
Правильность расчета устанавливают по условиям равновес
(7.54) с предварительным заполнением табл. 7.10.
Расчет фундаментов с одними вертикальными несущими элемента
ведут по выражениям (7.60)—(7.66), в которые надо подставить хара
теристики жесткости р2 и р3, определенные по формулам (7.98) и (7.
и.перемещение 6а —по второму выражению (7.97).
При определении расчетного диаметра столбчатых фундаментов
выражению (7.79) необходимо учитывать коэффициент Кв, значени
которого на основе опытных данных можно определить по форму
+ 2 (d-f-1)
где L —расстояние между соседними столбами в свету.
212
(7.102
Значения В в зависимости от числа тх{У) столбов в ряду принимают
юдующие:
тх (u> 12 3 4
В I 0,6 0,5 0,45
После определения моментов, продольных и поперечных сил
| несущих элементах на уровне их заделки в плиту ростверка необ-
|одимо вычислить указанные силовые факторы в различных сечениях
Виже поверхности грунта. Эти данные требуются для оценки прочности
Гтволов элементов. Для оценки устойчивости грунта необходимо
Мать реактивное давление грунта на боковую поверхность несущего
Момента.
Значения Мг, Qz и рг определяют по выражениям (7.93)—(7.96),
I которых То = QB, Mq = QB/0 —Мв» где QB и MR —поперечная сила
И момент в голове несущего элемента, полученные статическим расче-
том фундамента.
Об учете сопротивления грунта окружающего плиту низкого рост-
верка при расчете фундамента. При расчете свайных и столбчатых
фундаментов с низкими ростверками можно учесть сопротивление
грунта окружающего плиту ростверка, если исходить из упругих
свойств этого грунта, характеризующихся коэффициентом постели,
линейно возрастающим по глубине. Такая предпосылка была принята
в § 26 при расчете свай и столбов на поперечные нагрузки.
Особенность расчета фундаментов в этом случае заключается в том,
то к реакциям от единичных перемещений, вычисленным по выраже-
ниям (7.39)—(7.44) путем подстановки в них характеристик жесткости,
определенных по формулам (7.98)—(7.101), следует прибавить допол-
нительные составляющие реакций за счет сопротивления грунта пере-
мещениям плиты ростверка:
Гц — FnCn; Па —0; г13 — ГпСпхсп;
^22= У Cphpan>
Гй = I = 1^ + СП>Ч-
Здесь Fn и /п —площадь и момент инерции подошвы плиты; хсп —
координата центра тяжести площади подошвы. При совмещении начала
координат с центром тяжести подошвы плиты ростверка /*» = 0, так
как хс>п = 0; Лр — расстояние от поверхности грунта до подошвы
плиты ростверка; ап •—размер ростверка в направлении, перпендику-
лярном расчетному; Сп —коэффициент постели грунта под подошвой
ростверка; Ср —коэффициент постели на глубине hp грунта, окружаю-
щего боковую поверхность ростверка.
Значения Сп и Ср определяют по выражению (7.73) и табл. 7.12.
Вывод выражении для г"2, г£8 и г"8 рассмотрен в § 35, гл. 9.
Приведенные выше выражения для дополнительных реакций учи-
тывают, как сопротивление грунта по боковой поверхности ростверка,
так и под его подошвой. При учете сопротивления грунта только
213
по боковой поверхности ростверка следует принять г« = г”8
а в выражении для г£3 опустить второе слагаемое в правой части,
В остальном расчет фундамента производят также путем зап<
нения расчетных таблиц 7.7, 7.8 (или 7.11), 7.9 и вычисления рас»»
ных коэффициентов (7.52) или (7.57).
Для проверки расчетов предварительно заполняют табл. 7.10. }
ловия равновесия в этом случае будут иметь следующий вид:
2в — 210 4" Fn^nS 4" Fп^пХс. п® — 1
2J + 2и + у ^^рари 4~ Cphfapto = Тх\ 1
2?— 2в 21» 4" F n£n*c.ns 4~ -g СрЛрСрН 4- (12 £p^pflp 4- £iJn) <° = Му.
Здесь перемещения $, и и со принимают из табл. 7.8 (или 7.11), а су;
мы —из табл. 7.10.
Учитывать сопротивление грунта по боковой поверхности пли1
ростверка можно при условии тщательного заполнения утрамбованш
грунтом пазух, если исключен размыв грунта вокруг фундаменп
В такой же мере этот учет был бы уместен и при расчете фундамент
мелкого заложения на естественном основании, поскольку условие
возведения плит низких ростверков и таких фундаментов сходны
Так как боковое сопротивление грунта при расчете фундамента
мелкого заложения не учитывается, встает вопрос вообще о целесооб
разности учета сопротивления грунта вокруг ростверка при расчете
свайных фундаментов опор мостов, имея в виду и небольшую глубин]!
заложения плит ростверков, особенно в пределах акваторий. *1
Учет сопротивления грунта под подошвой плит ростверков воз!
можен, когда исключен размыв и если ростверк опирается на не нару!
шенный производством работ слой грунта. Однако при возведений
ростверков выполнить последнее условие более трудно, чем при усм
ройстве фундаментов на естественном основании, так как при погруже-]
нии свай верхний слой грунта обычно нарушается. Кроме того, верх-]
ние слои грунтов при устройстве свайных и столбчатых фундаментов]
опор мостов имеют чаще всего низкую несущую способность, и так как’
плита опирается на жесткие сваи и столбы, этот учет мало влияет на|
результаты. По этим соображениям при проектировании фундаментов!
опор мостов работу грунта непосредственно под подошвой плит рост4
верков обычно не учитывают. я
О применении ЭВМ для расчета свайных и столбчатых фундамен-
тов. Для расчета свайных и столбчатых фундаментов опор мостов
целесообразно использовать современные ЭВМ, поскольку эти расчеты
являются достаточно трудоемкими. Эффективность применения раз-
личных ЭВМ для расчета таких фундаментов зависит от объема опе-
ративной памяти машин и особенностей их устройства. Большое зна-
чение имеет также рациональное программирование.
Анализ этого вопроса показывает, что расчет фундаментов, основан-
ный на рассмотренных выше предпосылках, можно выполнять на малых
ЭВМ. Использование малой отечественной машины «Проминь» недоста*
214
Чочно эффективно ввиду ее небольшой оперативной памяти (машина
Имеет 79 ячеек для хранения исходных данных и результатов вычис-
лений и 100 ячеек для хранения команд). При выполнении на ней рас-
четов фундаментов с наклонными несущими элементами, особенно
При значительном количестве рядов свай, расчет возможно вести
Последовательно, отдельными частями, с составлением программ для
Каждой части. Это увеличивает трудоемкость расчетов по сравнению
С расчетом по одной программе, неоднократный же ввод в машину про-
межуточных результатов служит дополнительным источником ошибок.
Применение малых вычислительных машин типа «Наири» позво-
ляет успешно решить в целом задачу расчета свайных и столбчатых
фундаментов. Естественно, что такая задача может быть решена и
на ЭВМ более высоких классов.
При составлении программ расчета фундаментов на ЭВМ инженеру
особенно удобно использовать алгоритмические языки, которых к нас-
тоящему времени разработано много (например, языки АЛГОЛ,
ФОРТРАН и др.). Возможность их использования при составлении
программ для той или иной машины зависит от наличия соответствую-
щих трансляторов — специальных программ, переводящих данный
алгоритмический язык на язык команд конкретной ЭВМ. Для ряда
ЭВМ («Наири», «Минск-22» и др.) разработаны собственные алгоритми-
ческие языки (языки программирования), а машины приспособлены
для работы в режиме автоматического программирования и оснащены
необходимыми трансляторами.
В приложении X приведена программа расчета свайных и столб-
чатых фундаментов опор мостов с учетом упругих свойств грунта,
записанная на языке автоматического программирования (АП) для
машин «Наири-2» («Наири-К») *. Из малых ЭВМ наиболее распростра-
нены в вузах и проектных организациях страны машины типа
«Наири».
Программа эта позволяет рассчитывать фундаменты как с несим-
метричными, так и с симметричными плоскими расчетными схемами,
с наклонными и только с вертикальными несущими элементами. Уни-
версальность программы обеспечивается тем, что она составлена по
самым общим выражениям для расчета несимметричных схем с наклон-
ными несущими элементами. Из этих выражений как частные случаи
получаются выражения для расчета фундаментов с симметричными схе-
мами и выражения для расчета фундаментов только с вертикальными
несущими элементами. Экономия времени от применения более простых
выражений для расчета симметричных фундаментов и фундаментов
с вертикальными несущими элементами существенна при «ручном»
счете, а при использовании ЭВМ принципиального значения в данном
случае она не имеет. Это, конечно, не исключает возможности состав-
ления самостоятельных программ и для этих более простых случаев
расчета.
* Описание языка автоматического программирования для машин типа «Наири»
можно, например, найти в книге И. А. Ицковича Программирование для ЭВМ.
«Наири» (М., «Статистика», 1975).
215
В программе предусмотрена та же последовательность расчета ф
дамента (алгоритм расчета), что и в рассмотренном выше об
способе его расчета с использованием таблиц. Вычисление перемещ
е0 (бтт), (6™), е2 (&мм) в программе, приведенной в приложений
обеспечивают операторы 15—17, разработанные по формулам (7.
(7.92). Перемещения е3 (6Х), е4 (62) и е5 (63) определяются оператор
19—21 [формулы (7.97)], характеристики жесткости Ь3(
Ьв (р4) и Мр0)—операторами 22—25 [формулы (7.98)—(7.10
Реакции от единичных перемещений s0 (гп), sx (rX2), Sg (r13), s3 (г
s4 (г2з)» sft (гзз) определяются операторами 26—34 [исходные выра
ния (7.39)—(7.44)] расчетные коэффициенты tQ (Дх), tx —t3 (ex —e0)
операторами 35—41 [формулы (7.52)], перемещения плиты ростве
и (и), л (о), ш (s) —операторами 42—44 (табл. 7.8) и усилия в не
щих элементах на уровне подошвы плиты ростверка н. (МД, с. (МД
°i (Q?) —операторами 46—52 [выражения (7.46)—(7.48)]. ПроверЯ
расчета обеспечиваются выполнением операторов программы 53—Я
(выражения (7.54), табл. 7.10). I
Исходные данные вводят в машину с помощью операторов 1—Л
Наименования исходных величин, их обычные и машинные обозначЯ
ния приведены в приложении X. Я
В качестве исходных величин, зависящих от размеров, деформ»
тивности материала несущего элемента и деформативных свойств грунте
приняты: жесткость сечения ствола элемента при изгибе EfJ, коэфф»
циент деформации ад [по выражению (7.81)], характеристика пре
дольной жесткости рх [первая из формул (7.38)]. Эти непосредствен Л
участвующие в расчете величины вычисляют предварительно по фоД
мулам и рекомендациям, рассмотренным выше, и в готовом виЛ
вводят в машину. Указанные исходные данные не накладывают никакия
ограничений на форму, размеры и свойства материала несущих элемем
тов и на характеристики деформативности грунта. Вместе с тем опредет
ление £б/, ад и рх в машине через размеры поперечного сечения, расчем
ную толщину, длину сжатия lN элемента и т. д. потребовало бы значив
тельного увеличения исходной информации и осложнило программу!
так как в зависимости от вида несущих элементов и грунтовых условия
указанные характеристики определяют по разным формулам и правила»
Можно составить несколько программ для определенных групя
несущих элементов, для которых характеристики Еб/, ад и рх могу!
вычисляться уже в машине по определенным формулам и правила»
Такие программы будут отличаться некоторыми исходными данными
и операторами начальной части. R
Для несущих элементов большого диаметра, у которых значение
Ьо (Е61) > ЫО5 кН-м2, следует на одинаковое число порядков одно*]
временно уменьшить вводимые величины Ьо и Ь3 (рх). Если этого не
сделать, то при вычислении Ь4 4- Ьв в знаменателях выражений, стоя-1
щих за операторами 22—24, могут получиться величины, близкий
к «машинному» нулю, и машина прекратит счет, напечатав знак со^
Изменение масштаба исходных величин Ьо и Ь3 не влияет на результат^
вычислений усилий нь 0^ Значения же перемещений е0, ег
216
w, л и ш получаются увеличенными во столько раз, во сколько раз
и и уменьшены bQ и Ь3.
В данной программе в качестве исходных данных приняты также
личины Атт, Амт и А мм [вторые сомножители в правых частях
аражений (7.90)—(7.92)]. Их принимают по приложению IX в зави-
1мости от h и условий на конце элемента.
Начало координат, к которому приводят все действующие на фун-
мент усилия р0 (Р), (Т) и м0 (Л4), можно выбрать в любой точке
Диким подошвы фундамента. При определении знаков р0, и мо>
Выборе направления координатных осей на расчетной схеме, а также
определении знаков углов наклона свай к вертикали yi (а/) и координат
анализе знаков получаемых расчетом усилий нь с/, о, в несущих
влсментах и знаков перемещений и, л и ш следует руководствоваться
Правилом знаков, рассмотренном в § 25.
Программа обеспечивает расчет фундаментов на ЭВМ «Наири-2»
(объем ОЗУ машины —2048 ячеек) с любым практически встречаю-
щимся числом рядов свай. В приложении X в заголовке программы
указано 40 рядов свай. Это количество можно увеличить до 100.
При нумерации рядов свай на плоской схеме и всех величин, харак-
теризующихся номером данного ряда xh 6lt Hi, Ch Oi), следует
иметь в виду, что при составлении программы на языке АП первому
ряду свай присвоен нулевой номер.
Результаты расчета печатаются в последовательности, указанной
операторами 18, 45, 50 и 66.
Значения перемещений е0, ег и е2, выведенные «на печать», необхо-
димы для последующего определения моментов, поперечных сил и
реактивных давлений грунта в несущих элементах ниже поверхности
грунта по формулам (7.94)—(7.96).
Для большей точности печатаемых результатов значения переме-
щений увеличены в 1000 раз (машина в режиме АП печатает резуль-
таты в виде чисел с фиксированной запятой не больше чем с девятью
знаками после запятой).
В качестве основных результатов машина печатает значения пере-
мещений плиты ростверка и, л, ш и величины усилий нь oh Ci во всех
несущих элементах фундамента. Программу, набитую на перфоленту,
можно использовать многократно.
Весьма важное значение в расчетах на ЭВМ имеет контроль полу-
чаемых результатов. Прежде всего необходимо проверить правиль-
ность ввода исходных данных в машину. Для этого сопоставляют
числовые значения исходных данных, которые печатает машина, со
значениями этих величин на бланке задания. Наличие разницы ука-
зывает на необходимость повторного счета с исправлением ошибок,
допущенных при вводе.
Рассматриваемая программа позволяет определять вертикальное pi
н горизонтальное пг1 усилия и момент мъ действующие на ростверк,
через внутренние усилия и моменты в несущих элементах фундамента.
Правильность расчета контролируют исходя из условий равновесия
фундамента путем сравнения исходных нагрузок р0, тои м0 с величи-
нами рь тг и м1г полученными и расчетом. При правильном расчете
217
практически должны соблюдаться равенства: рг — р0, мг
т1 — mQ. чИ
Как указывалось, для оценки прочности стволов несущих элем^Н
тов и их устойчивости в грунте необходимо знать силовые фактяИ
в различных сечениях ниже поверхности грунта. Определить ДН
Qg и Рг по выражениям (7.94)—(7.96) можно также с помощью Э8И
Для этого значения функций влияния (приложение VIII) в качесв
общих исходных данных в виде матрицы чисел нужно ввести в машн^И
Элементы такой матрицы в программе обозначают переменной с ДвуД
индексами. Использовать нужные числа влияний при вычислейИ
Мг, Qg и рг по формулам можно, обеспечив в программе изменен!
соответствующих индексов у переменной.
Для многократного использования исходную матрицу вмеД
с программой выводят на перфоленту. Такая программа была состД
лена на языке АП для машины «Наири-2» и успешно применяла!
для определения Мг, Qe и рг в различных сечениях по глубине. !
$ 28. РАСЧЕТ СВАЙНЫХ И СТОЛБЧАТЫХ ФУНДАМЕНТОВ 1
В СЛУЧАЕ РАВНОМЕРНОГО РАЗМЕЩЕНИЯ ВЕРТИКАЛЬНЫХ I
НЕСУЩИХ ЭЛЕМЕНТОВ * 1
При равномерном размещении свай и столбов в плане расчетный
формулы можно значительно упростить, что позволяет сократим
число перерасчетов, а во многих случаях сразу определить числя
несущих элементов в фундаменте и выбрать схему их размещения
Рассмотрим вначале случай, когда нагрузки действуют в плоскост!
симметрии xOz, а расстояния между рядами свай в этом направления
одинаковы и равны А (рис. 7.44, а). Число свай в рядах, параллели
ных оси у, примем также одинаковым. Расстояние же между сваями
в этом направлении могут быть как равными (рис. 7.44, а), так и нерав4
ными.
Обозначим половину расстояния между рядами А/2 = q, а числа
рядов, параллельных оси у, — через тх. Тогда для одного ряда, парал-т
лельного оси х, будем иметь |
тх тх ~ 1 тх~1 '
5х?=2 2 (w)2=2<?2 2 (/)’. :
/= 1 / = 0 / = 0
При нечетном тх j — 0, 2, 4, ..., (тх —1), при четном тх j = 1,
3, 5, ..., (тх —1). Ив том и другом случае
s (/)’= •
/ = 0
* Расчет фундаментов круглой и кольцевой форм в плане при равномерном
размещении свай рассмотрен в статье автора «Расчет кольцевых и круглых свайных
фундаментов» в ж. «Основания, фундаменты и механика грунтов», 1962, Xs 6.
218
Число свай в каждом ряду, параллельном оси у, будет равно п!тх\
6 ~ 4 з
Подставив в это выражение q — b/[2 (тх — 1)), получим
п
У $ = путЬ\
i — 1
(7.103)
(7.104)
Trn = (тх + 1)/(Г2 (тх - 1)].
Рис. 7.44. Схема размещения свай и столбов в плане:
а — рядовая; б — шахматная по квадратной сетке; а — шахматная по косоуголь
ной сетке
Значения коэффициентов уот приведены в табл. 7.13.
Используя выражение (7.103), усилие в любом несущем элементе
определим по формуле (7.64):
L 4. М°УХ> = L(p J- МУХ‘ \
п ' nb2ym + ndm п\ ‘ ymb2+dmr
(7.105)
где dm = 1/(рД).
М° определяют по формуле (7.61).
Усилия в наиболее и наименее нагруженных несущих элементах
при х1т = ± 0,5 b будут равны:
жгмакс
№ мин
0,5М4°
ЪпЬ2+4тГ
(7.106)
Аналогично, используя (7.103), по формулам (7.60), (7.65) можно
определить перемещения плиты ростверка и моменты в сваях.
219
а оли ц a
2 3 4 5 6 7 8
V/n 0,2500 0,1667 0,1390 0,1250 0,1166 0,1111 0,1070
тх tyt 10 и 12 13 14 15 16 и
Ут 0,1010 0,1000 0,0985 • 0,0972 0,0962 0,0952 0,0944 0,09
тх tyi 18 19 20 25 30 40 — —
Ут 0,0931 0,0926 0,0921 0,0903 0,0891 0,0876 — —
Выражение (7.106) можно непосредственно решить относитель:
общего числа свай или столбов в фундаменте, если известно максимал
ное усилие в свае
__ 1 /р < 0,5ЬМу \
^макс \ ^ЪпЬ2 + ат/
(7.10
Эту формулу используют при проектировании свайных и столбч;
тых фундаментов для определения общего числа несущих элемент
и выбора схемы их размещения.
$ 29. СОВМЕСТНАЯ РАБОТА ГРУППЫ
СВАЙ В ГРУНТЕ
Экспериментальные и теоретические исследования показываю^
что работа в грунте группы свай, размещенных на близких расстояния:
и объединенных плитой ростверка, может существенно отличатьс
от работы одиночной сваи в тех случаях, когда сваи не опираютс
на малосжимаемые прочные скальные или полускальные грунты.
Это отличие состоит в различной величине осадки одиночной сва
и свайного фундамента при одинаковых осевых нагрузках на одиночну!
сваю и каждую сваю в составе фундамента, а также в разной предель
ной нагрузке на одиночную сваю и сваю в фундаменте. Сваи, размс
щенные в грунтовой среде и объединенные плитой ростверка, образую
сложную статически неопределимую конструкцию. Поскольку каж
дый элемент в ней не может деформироваться изолированно, предель
ную нагрузку на фундамент, а также значения перемещений фунда
мента от действующих на него нагрузок можно найти из условия учел
совместной работы свай, плиты ростверка и грунта.
Проанализировать совместную работу группы свай на осевую
нагрузку можно путем сравнения напряженного состояния грунта
от одиночной сваи и от группы свай при равных нагрузках на сваи/
220
Рис. 7.45. Распределение нормальных напря-
жений в грунте:
а — вокруг одиночной сваи; б — суммирование
напряжений в грунте от группы свай; / —эпюра
напряжений от одиночной сваи; 2 — суммар-
ная эпюра напряжений о от четырех свай
*
Рассмотрим напряженное состояние вокруг сваи и в ее основании
мвисимости от действия только касательных составляющих, равно-
рно распределенных по ее боковой поверхности. Если не учитывать
большие значения нормальных напряжений ог в точках, достаточно
пленных от сваи, то можно считать, что напряжения, передаваемые
новой поверхностью сваи, распределяются в грунте в пределах
которого объема, окружающего сваю. Напряжения ог на
ic. 7.45 выражены в долях от интенсивности касательных напря-
•ний, равномерно распределенных по боковой поверхности сваи
: Pl(uh), где и —периметр сечения; h —глубина погружения сваи.
Линии равных напряже-
нй и эпюра ог на рис. 7.45
встроены с использованием
ешения Р. Миндлина о дей-
гвни силы внутри упругого
Полупространства.
Если в составе фундамен-
та сваи будут размещены на
Таких расстояниях, что объе-
мы напряжений от каждой
Сваи не будут накладываться
друг на друга, то каждая свая
в фундаменте будет работать
аналогично одиночной свае.
С уменьшением расстояний
между сваями напряжения
накладываются, в результате
чего они возрастают как на
уровне концов свай, так и
ниже их подошвы (рис. 7.45).
Ниже подошвы свай при
близких расстояниях между
ними напряжения будут так-
же складываться и от нагрузок, передаваемых грунту основания не-
посредственно концами свай. В результате сложения напряжений
осадка свайного фундамента будет больше осадки одиночной сваи
при равных нагрузках на каждую сваю.
При близком расположении свай грунт между ними уплотняется.
Головы свай объединяют обычно жесткой плитой ростверка и под дейст-
вием центральной нагрузки каждая свая оседает на одну и ту же вели-
чину. Взаимного смещения свай не происходит, поэтому в грунте между
сваями возникают незначительные напряжения. Вследствие всего этого
сваи и грунт между ними работают как одно целое. Происходит также
перераспределение между нагрузкой, передаваемой сваями, через их
боковые поверхности и через подошвы.
Внутренние сваи почти всю приходящуюся на них нагрузку пере-
дают через концы. Касательные составляющие передаются окружаю-
щему грунту от фундамента через боковую поверхность, огибающую
наружные сваи. Поэтому осадка свайного фундамента, состоящего
221
из значительного количества близко расположенных свай, определи
главным образом, сжимаемостью грунтов, расположенных ниже
цов свай.
При расчете осадок свайный фундамент принимают условно,
массивный с подошвой, расположенной на уровне концов свай (рис. 7<
Приближенно считают, что под подошвой такого условного фу;
Рис. 7.46. Схемы к расчету осадок свайных фундаментов с верти-
кальными сваями:
а — подошва плиты расположена выше поверхности грунта; б — плита
заглублена в грунт
мента нормальные напряжения распределяются равномерно. В дейс
вительности результаты исследований моделей свайных фундаменте
оптическим методом показали, что непосредственно у концов евг
напряжения концентрируются, но уже на глубине, равной прибл!
зительно одному диаметру сваи, происходит перераспределение
выравнивание напряжений.
Для расчета осадок контур подошвы условного сплошного фунд
мента в плоскости нижних концов свай строят исходя из предполож
ния, что давление в грунте от такого фундамента за счет сил боково]
трения распределяется под некоторым углом б — фср/4. При этс
расчетная площадь подошвы условного фундамента получается больи
222
щади, очерченной контуром, проведенным по наружным сторонам
йних свай ростверка (рис. 7.46).
Средний угол внутреннего трения срер слоев грунта, пройденных
ей в пределах глубины h, вычисляют по выражению (2.11).
Для ростверка с вертикальными и наклонными сваями контуры по-
ивы условного массивного фундамента определяют также исходя
распределения давлений под углом 6 от линии, огибающей наружные
•роны крайних вертикальных свай. Если окажется, что концы край-
х наклонных свай ростверка выходят за очертание площади подош-
, определенной таким построением, то размеры площади нужно
сличить до полного охвата нижних концов крайних наклонных свай.
После определения размеров массивного фундамента в плане вы-
исляют напряжение под его подошвой, влияющее на осадку. Полное
пряжение по подошве фундамента будет равно
<J = (P + Gc)/Fy + gycph, (7.108)
Где Р —нагрузка, действующая на фундамент, включая вес плиты
ростверка; Gc —вес всех свай.
Последний член в правой части учитывает напряжения от веса
Грунта междусвайного пространства. При этом уср —среднюю объем-
ную массу слоев грунта междусвайного пространства определяют по
формуле
Yep = (T^i 4- • • • + VrM /h. (7.109)
Напряжение, влияющее На осадку, получим как разность между
полным давлением по выражению (7.108) и величиной природного
давления на уровне концов свай. Для фундаментов с высокими рост-
верками, плиты которых расположены выше поверхности грунта,
напряжение будет равно
аос = О - О а = (Р + Gc)/Fs+gycph —gycph = (P + Gc)/Fy. (7.110)
Аналогично для низких ростверков
Ooc = (P + Gc)/Fy-gyiH. (7.111)
В дальнейшем последовательность расчета осадок такая же, как
и для фундамента на естественном основании. Под центром подошвы
условного фундамента строят эпюры природного давления и давления
от сооружения (рис. 7.46). Затем определяют границу сжимаемой толщи.
Осадку вычисляют по выражению (2.6). Для условного сплошного
фундамента можно учесть также влияние примыкающей высокой насыпи
при вычислении осадок аналогично тому, как это делается для фунда-
ментов на естественном основании.
Если исходить при определении осадок из расчетной схемы на рис.
7.46, то можно прийти к выводу, что при данной площади подошвы
условного фундамента и заданной на него нагрузке осадка фундамента
не будет зависеть от числа свай. Это положение подтверждается,
в частности, результатами натурных испытаний, проведенных В. Н. Го-
лубковым для двух свайных фундаментов с одинаковой площадью
подошвы и нагрузкой, но с разным числом свай (рис. 7.47).
223
Расстояние между сваями, при котором возникает их взаимном
ние, зависит от диаметра и длины сваи, нагрузки, свойств грЛ
конструкции сваи. Учесть все перечисленные факторы очень сЛ
а способы такого учета еще недостаточно разработаны. В насЯ
время при определении минимального расстояния между осями!
при котором можно не учитывать их взаимное влияние, во вни|
принимают лишь влияние главного фактора —диаметра стволаД
На основе опытных и теоретических данных установлено, что npq
стоянии между осями свай и оболочек на уровне их концов, боД|
6d (где d —диаметр ствола сваи), их взаимное влияние при ря
осадок можно не учитывать. Осадку свайного фундамента в эти
чаях приближенно можно приравнять осадке одиночной сваи.
о
8
12
•V
20
Нагрузка & кН на весь сбойный фундамент
400 800 1200 1600 2000 2400 2800 3200 3600 4000 4400Р
4,86
4,86
Рис. 7.47. График результатов испытаний двух свайных фундаментов,
имеющих одинаковые площади, но разное число свай
24
з,нн
Оценить прочность основания свайного фундамента можно при
женно, исходя из схем на рис. 7.46, как и при расчете осадок, уч
вая, что фундамент во время эксплуатации будет работать в допред
ном состоянии.
Среднее напряжение под подошвой условного фундамента выч
ляют от расчетных нагрузок по формуле (7.108). Проверка своди
к выполнению условия (1.1*).
При действии на фундамент горизонтальной силы и момента с<
местную работу свай и грунта между ними учитывают путем опред
ния наибольших нормальных напряжений под подошвой условн
фундамента размерами в плане ау и Ьу и глубиной h (или h + Н
фундаментов с низкими роствертками). Эти напряжения нужно cond^B
тавить с расчетным сопротивлением грунта на глубине h. Максимальней
нормальные напряжения в этом случае определяют, как и для масси^И
ных фундаментов глубокого заложения, по формуле (9.14), рассмотрение
ной в § 35, гл. 9.
Прочность основания свайного фундамента можно оценить и
предельной стадии его работы. *^В
При определении предельной нагрузки в случае близкого располйМ
жения свай фундамент вместе с грунтом между сваями также следуем
224
♦шривать как одно целое. Расчетная схема свайного фундамента
рг дельном состоянии будет иметь вид, изображенный на рис.
1. Касательные составляющие по боковой поверхности фундамента
шнут значений сопротивлений сдвигу
па, окружающего фундамент, а нормаль-
нл и ряжения по подошве фундамента будут
цы интенсивности предельного давления
। грунта основания.
Расчетное сопротивление грунта под по-
люй такого фундамента можно определить
данным § 2, как для фундамента с разме-
III подошвы at и bv Расчетная нагрузка,
ствующая на фундамент, включая вес
Нил ростверка, свай и грунта между свая-
I, должна по условию прочности удовлетво-
ри выражению
Рис. 7.48. Схема к опре-
делению несущей способ-
ности свайного фунда-
мента
п
де fy —площадь подошвы условного фунда-
днта, ограниченная контуром, проведенным
наружным сваям; и —периметр контура; т!1 —сопротивление
дпнгу слоя грунта толщиной /1., приближенно определяемое по
рвбл. 7.3; k0 —коэффициент однородности грунта равный 0,7.
§ 30. ПОРЯДОК ПРОЕКТИРОВАНИЯ СВАЙНЫХ
И СТОЛБЧАТЫХ ФУНДАМЕНТОВ
При проектировании рекомендуется придерживаться следующего
общего порядка:
1) определить действующие нагрузки и предварительно оценить
грунты основания;
2) выбрать тип ростверка и его размеры;
3) выбрать тип и размеры свай и столбов;
4) определить расчетную несущую способность одной сваи или
столба;
5) составить схему фундамента;
6) рассчитать фундамент, включая проверку его несущей способ-
ности в целом и определение осадки;
7) провести окончательный расчет и конструирование плиты рост-
верка.
Стадии проектирования 1, 4 и 6 изложены выше. Остальные вопросы
проектирования рассматриваются ниже применительно к фундаментам
мостовых опор.
Выбор типа ростверка и определение его размеров. Область приме-
нения свайных фундаментов с высокими и низкими ростверками рас-
смотрена в § 21. Вопрос о том, какой тип ростверка высокий или
8 Костерин Э. В,
225
низкий —для опоры моста является наиболее целесообразным, Я
чательно решают путем сравнения вариантов. 1
Выбор размеров ростверка следует начинать с определения опа
обреза и подошвы плиты. Отметку обреза ростверка массивной 01
назначают так же, как и отметку обреза фундамента на естествм
основании (см. § 8). ]
Подошву плиты высокого ростверка устраивают ниже горим
низкого ледохода и ниже уровня низкого ледостава, чтобы давж
льда не передавалось непосредственно на сваи. Подошву плиты р
верка, заглубленного в пучинистый грунт, располагают ниже pad
ного уровня промерзания грунта, определенного с учетом разм1
не менее чем на 0,25 м. Отметка подошвы плиты ростверка также 01
деляется отметкой обреза и необходимой по расчетным и конструк
ным соображениям толщиной плиты.
Толщина плиты зависит от ее размеров в плане. Обычно шир
уступов принимают не более половины их высоты. При отступлю
от этого правила меньшую толщину плиты ростверка необход
обосновать его расчетом, как железобетонной конструкции. При
витии плиты ростверка в плане, когда оси крайних свай выходя*
контур опоры на уровне обреза фундамента, толщина плиты дол:
обеспечивать необходимую заделку голов свай.
Головы свай заделывают в бетон плиты ростверка: при толп
ствола d <60 см на 2d; при d > 60 см —не меньше чем на 120
Допускается также заделывать головы свай и столбов в пл
на величину не менее 15 см при условии, что остальная часть заде,
обеспечивается выпуском стержней продольной арматуры на дли
определяемой расчетом. Эта длина должна быть не меньшей 20 д
метров стержня при арматуре периодического профиля и 40 диамет]
гладкой арматуры.
Указанные величины заделки голов свай обеспечивают их жест!
защемление в плите ростверка. Такой способ защемления свай при1
при выводе приведенных выше расчетных формул. При жестком защ
лении уменьшаются моменты в сваях и перемещения плиты роствер
В тех случаях, когда нижнюю часть опоры устраивают массив»
а ростверк в плане имеет минимальные размеры, толщину плиты моя
уменьшить путем вовлечения в работу материала нижней части тп
опоры. В этом случае сваи можно частично заделать непосредствен
в тело опоры (см. рис. 7.2).
Плиты ростверков могут иметь различную форму в плане. Пряк
угольная форма (см. рис. 7.1) более проста в производстве и удоб
в отношении размещения свай, когда плиту ростверка приходится pi
вивать в плане. Плита ростверка, изображенная на рис. 7.2, име
обтекаемую форму и лучше сопротивляется давлению льда. Так
ростверки большей частью устраивают в тех случаях, когда по условр
размещения свай не требуется развития плиты в плане. В подобш
условиях форма ростверков определяется формой опоры на уров
обреза. Плита круглой формы (см. рис. 7.5) может оказаться выгодно
при равенстве размеров опоры вдоль и поперек оси моста; она мо;
быть также более технологичной и в производстве работ.
226
Для устройства плит ростверков опор мостов применяют бетон
Bl ниже марки 200. Плиту ростверка армируют конструктивно в каж-
промежутке между рядами свай. Арматуру укладывают в обоих
^Вправлениях (вдоль и поперек оси моста) у расчетной подошвы плиты
ростверка (см. рис. 7.2). Сечение арматуры принимают в каждом на-
правлении равным 15—20 см2 на 1 м ширины плиты, если большее сече-
ВНе арматуры не требуется по расчету плиты на изгиб, как железобе-
тонной конструкции.
Напряжение от давления, передаваемого бетону плиты ростверка
Сваями, должно удовлетворять условию
Л'макс//7 <1,ЗЯпр, (7.113)
Где F —площадь поперечного сечения сваи; /?пр —расчетное сопро-
тивление бетона плиты на осевое сжатие.
Если это условие не выполняется, то необходимо повысить марку
бетона плиты или укладывать над головами свай по 1 —2 сетки из арма-
туры диаметром не менее 12 мм, улучшающих работу бетона на мест-
ное сжатие.
Выбор типа и размеров свай и столбов. Основные типы и конструк-
ции свай и столбов, пределы изменения их размеров, а также грун-
товые условия, в которых можно применять тот или иной тип свай,
рассмотрены в § 22. Помимо геологических условий и несущей способ-
ности грунтов на выбор типа и размеров несущих элементов оказывают
влияние: конструкция пролетных строений моста, производствен-
ные условия, а также технико-экономические показатели того или
иного типа свай и столбов.
Для мостов внешне статически неопределимых систем предпоч-
тительны сваи-стойки, а также несущие элементы, подошва которых
заглублена в прочные и малосжимаемые нескальные грунты. Приме-
нять висячие конструкции в сильно сжимаемых грунтах при нераз-
резных пролетных строениях нецелесообразно, так как возможны
неравномерные осадки большой величины, которые могут вызвать
перенапряжение элементов пролетных строений. Для фундаментов
мостов статически определимых систем можно использовать как сваи-
стойки, так и висячие сваи.
Стоимость свайного и столбчатого фундамента и другие технико-
экономические показатели в большой степени определяются объемом
основных конструктивных элементов фундамента: общим объемом
несущих элементов в фундаменте Кс и объемом ростверка Vp.
При технико-экономическом анализе удобно пользоваться не абсо-
лютными значениями Ус и Vp, а относительными. Такими показате-
лями являются: объем свай и объем ростверка на единицу усилия
VC=VC/P'; Йр=Ир/Р\
где Р' —действующая нагрузка на уровне обреза фундамента.
На основе этих исходных данных определяют и остальные пока-
затели для несущих элементов и ростверка: стоимость, трудоемкость
погружения (устройства), расход металла на единицу усилия.
8* 227
Рассмотрим определение исходного показателя Ус. В случае
вия на обрез фундамента центральной нагрузки
Р Р Рг Рг \ Р Г
где Vo. Рг —объем и несущая способность одной сваи или стод
Gp —вес ростверка.
Окончательно общий относительный объем свай в фундаменте бу
равен:
К = ^-(1+Лр), (7.1
Гг
Стоимость всех свай в фундаменте на единицу действующего yi
лия также выразим через отношение стоимости одной сваи Сос к Bed
чине ее несущей способности:
Cc = ^-Cc(l+A,,) = -%-(l+*P).
гт г г
(7.1
Выражение (7.115) можно использовать для оценки эффективное™
свай и столбов различных типов и размеров в тех случаях, когда раЯ
меры ростверка и его стоимость изменяются в небольших пределам
В этих случаях при сравнении свай можно в первом приближения
пренебречь влиянием k?.
Итак, эффективность несущего элемента определяется его стой
мостью, отнесенной к единице несущей способности. Этим показателей
можно пользоваться для предварительного сравнения не только однЯ
типных свай и столбов, но и конструкций, отличающихся материалами
и методами их устройства. j
Оптимальные типы и размеры свай и столбов выбирают по суммар!
ным технико-экономическим показателям для всего фундамента. Та!
кими показателями являются: общий объем железобетона в фунда!
менте на единицу действующего усилия (для фундаментов из оболочеи
целесообразно учитывать объем оболочек и их заполнения раздельно)!
общая относительная стоимость фундамента, общая относительная
трудоемкость устройства фундамента и суммарный расход металла
на единицу действующего усилия. Эти показатели определяют сумми!
рованием показателей для свай, столбов и ростверка.
Объемы основных конструктивных элементов свайного или столб-:
чатого фундамента Vc и Ур зависят от размеров свай и столбов. Вы-'
брать оптимальные размеры несущих элементов весьма сложно. Проще
эта задача решается для свай и столбов, опирающихся на прочный!
грунт (сваи-стойки), так как длина свай остается постоянной величи-
ной. Для определения оптимальных размеров висячих свай и столбов
требуется более детальный анализ, поскольку изменяться могут
не только размеры поперечного сечения, но и длина несущих элементов**
О выборе размеров свай-стоек. Длина свай-стоек
определяется отметкой подошвы плиты ростверка и отметкой кровли
несущего слоя грунта.
Рассмотрим влияние размеров поперечного сечения свай, несущая
Цюсобность которых зависит от прочности материала ствола, на общий
•бьем свай в фундаменте в случае центральной нагрузки. Расчетную
Вкущую способность железобетонной сваи по прочности ствола опре-
1м я ют по формуле, которую можно представить в виде
Рс = фиР (Рпр + Р-Ра), (7.116)
ГЛ»» р —процент армирования; F —площадь сечения ствола.
Число свай в фундаменте при центральной нагрузке будет равно
= Р = Р
Р с фи/ЧЯпр + ИЯа)
Определим объем свай
Vc = nF (h + /0) = —•
с \ I О' фп (/?пр + р/?а)
Объем свай на единицу усилия составит
фи (^пр + Р-^а)
(7.117)
(7.118)
Как следует из этого выражения, при <ри = 1, одинаковых р, и
марке бетона объем свай не зависит от размеров их поперечного сече-
ния. При значительной свободной длине /0 выгоднее сваи большей тол-
щины, так как у них коэффициент продольного изгиба <ри больший,
л следовательно, Ус будет меньше. У несущих элементов из сборных
железобетонных оболочек с увеличением диаметра ствола уменьшается
объем оболочек, но увеличивается объем заполнения.
Проанализируем влияние размеров свай на габариты плиты рост-
верка. Это влияние сказывается лишь в тех случаях, когда по усло-
виям размещения свай плиту ростверка приходится развивать в плане.
При размещении свай на минимальных расстояниях между их осями
/М1|н = 3d площадь плиты, приходящаяся на одну сваю, будет /мИН =
9д2. Если не учитывать влияния крайних участков, то требуемая
площадь плиты будет Qn = 9d2n. Подставив в это выражение п, из
(7.117) получим площадь плиты на единицу усилия
И,5
фи (Япр + рКа) ’
(7.119)
Из этого выражения следует, что площадь подошвы плиты рост-
верка (а значит, и его объем) не зависят от размеров свай.
В общем случае действия нагрузок зависимость объема свай в фун-
даменте от их диаметра более сложная. Анализ результатов деталь-
ного проектирования фундаментов со сваями-стойками показывает,
что с увеличением диаметра свай общий объем их в фундаменте может
как уменьшиться, так и несколько увеличиться.
Как показывает анализ, изменение диаметра свай-стоек на объем
плиты ростверка обычно влияет незначительно.
Следует отметить еще влияние диаметра свай на жесткость фун-
дамента в горизонтальном направлении. При увеличении диаметра
229
свай обычно возрастает горизонтальная жесткость фундамента (умень-
шаются горизонтальные смещения), хотя общее число свай, определен-»
ное по условию прочности, при этом и уменьшается. ‘
Выбор размеров висячих свай без уширенч
ной подошвы. В фундаментах с висячими сваями объемы
основных работ зависят не только от размеров поперечного сечения
свай, но и от их длины.
а — зависимость объема свай V от глубины их погружения при d = 0,4 м; для
пылеватых песков: 1 — /в = 4 м; 2 — 10 = 2 м; 3 — /0 = 0; для крупных пес-
ков: 4 — /0 = 8 м; 5 — /о = 4 м; 6 — 10 = 0; б — зависимость объема V от диа-
метра свай при /0 = 4 м для пылеватых песков: / — h = 10 м; 2 — h = 20 м;
3 — для свай кольцевого сечения Л= 10 м; 4 — то же, при Л = 20 м; для круп-
ных песков: 5 — h = 20 м; 6 — h — 10 м; 7 — для свай кольцевого сечения
h = 20 м; 8 — то же, h = 10 м
Используя данные табл. 7.4 и 7.6, можно установить зависимость
объема свай или столбов на единицу усилия Vz от грунтовых условий
и размеров несущих элементов.
Анализ влияния глубин погружения свай h на величину Ус пока-
зывает, что функция Vc имеет максимум при определенных значениях h.
На рис. 7.49 в качестве примера приведены графики функции Vc
для крупнозернистых и пылеватых песков. Из этих графиков особенно
видно большое влияние на показатель Ус свободной длины /0 и несущей
способности грунтов. Увеличение h дает возможность уменьшить коли-
чество свай в фундаменте. Но это справедливо до определенной глубины
погружения, при которой несущая способность сваи по грунту ста-
новится равной ее несущей способности по материалу ствола (усло-
вие равнопрочности). С дальнейшим увеличением h резко возрастает
Vc, так как число свай уже остается постоянным. На трех нижних
230
графиках (рис. 7.49, а) для крупных песков соответствующие участки
обозначены пунктиром.
Анализ влияния поперечных размеров несущих элементов на их
суммарный относительный объем в фундаменте показал, что при данной
глубине погружения h с увеличением диаметра свай сплошного сече-
ния d увеличивается их общий объем в фундаменте (рис. 7.49, б).
Так же как и в случае свай-стоек, можно установить влияние h
и d на габариты плиты ростверка: с увеличением Я уменьшается площадь
плиты ростверка, а при увеличении d площадь ее увеличивается.
Анализ влияния размеров свай на осадку свайного фундамента пока-
зывает, что с увеличением глубины погружения свай, число которых
в фундаменте определяют по условию прочности грунта, несколько
снижаются осадки фундаментов в однородных по сжимаемости грунтах.
Если же нижние слои грунтов имеют большие модули деформации
по сравнению с верхними, то эффективность длинных свай возрастает
в большей степени при заглублении их концов в менее сжимаемые
грунты.
Теоретические исследования и результаты непосредственного проек-
тирования показывают, что в общем случае действия нагрузок, размеры
свай (диаметр и глубины их погружения) влияют на величину их сум-
марного объема и площадь плиты ростверка аналогично рассмотрен-
ному выше случаю действия на фундамент центральной нагрузки.
При выборе размеров свай в общем случае действия нагрузок необ-
ходимо учитывать также их влияние на жесткость ростверка в гори-
зонтальном направлении. При увеличении глубины погружения свай
уменьшается их число в фундаменте. В результате уменьшается гори-
зонтальная жесткость фундамента и возрастает величина горизонталь-
ного смещения верха опоры.
При разработке вариантов свайных и столбчатых фундаментов с
висячими несущими элементами необходимо учитывать следующие
выводы:
1. ' В грунтах со значительной несущей способностью (крупнозер-
нистые пески плотные и средней плотности, глинистые грунты твердой
и полутвердой консистенции) в том случае, когда свободная длина
свай невелика или равна нулю (низкие ростверки), с увеличением
глубины погружения возрастает общий объем свай в фундаменте. •
В результате этого может увеличиться общая стоимость фундамента.
Следовательно, стремление соблюсти принцип равнопрочности сваи
по грунту и стволу путем увеличения ее длины в подобных условиях
может привести к удорожанию фундамента и усложнить производство
работ.
В тех случаях, когда изменение в числе свай существенно влияет
на размеры плиты ростверка, оптимальную глубину погружения нужно
устанавливать исходя из условия минимума общей стоимости фунда-
мента, так как объем плиты с увеличением глубины погружения
уменьшается вследствие сокращения числа свай, а объем свай уве-
личивается.
Когда изменение числа свай не влияет на размеры плиты ростверка
или это влияние незначительно, выгодными будут короткие сваи. Длина
231
свай при этом будет определяться необходимой минимальной глуби
погружения от линии наибольшего возможного размыва дна у опо
2. В грунтах с невысокой несущей способностью (мелкозернис
и пылеватые пески средней плотности, супеси, глинистые грунты я
копластичной консистенции), особенно при значительной свобод
длине и небольшом диаметре свай, при увеличении глубины погру
ния уменьшается объем свай, объем плиты ростверка и общая стоимс
фундамента. Наибольшую глубину погружения в этих случаях моз
установить из условия равнопрочности сваи, а также исходя из на
чия оборудования для погружения свай принятой длины.
3. При данной глубине погружения с увеличением поперечн
размеров свай сплошного сечения, несущая способность которых оп;
деляется прочностью грунта, возрастает общий объем свай и обт
плиты ростверка. В этом случае более выгодны сваи с меньшими ра.
мерами поперечного сечения. Однако при переходе на меньший ди
метр свай необходимо учитывать возможное уменьшение горизонтал:
ной жесткости ростверка и увеличение осадки фундамента, особен!
при вертикальных сваях.
При большой свободной длине, когда несущая способность сва
определяется прочностью материала ствола, сваи малых диаметре
могут оказаться невыгодными ввиду их большой гибкости и мало:
несущей способности по материалу ствола.
Последовательность проектирования фундаментов с вертикальными
сваями и столбами. В случае действия на фундамент центральной
нагрузки его проектирование выполняют наиболее просто, так как
усилия в сваях получаются одинаковыми.
Число свай при этом определяют непосредственно из выражения
п = Р/Р;(сЬ (7.120)
где Р —нагрузка на фундамент с учетом веса плиты ростверка; Р'г{с} —
расчетная («полезная») несущая способность одной сваи или столба
по сопротивлению грунта или по прочности материала ствола (прини-
мают меньшую величину).
Величину Р'г определяют по выражению
P'^m^P.-g^, (7.121)
где Рг —несущая способность сваи или столба на осевую нагрузку
по грунту, определяемая методами, рассмотренными в § 23; gc —
собственный вес несущего элемента; т1 и т2 —коэффициенты условий
работы.
Коэффициент тг учитывает возможное снижение несущей способ-
ности некоторых свай в фундаменте (табл; 7.14). Так как при большом
числе несущих элементов это снижение менее опасно, чем при малом,
то тх принимают большим при большем п. Для низких ростверков,
имеющих дополнительный запас несущей способности за счет опира?
ния плит на грунт, значения тг принимают большими, чем для высо-
ких.
Коэффициент т2 при действии на фундамент центральной нагрузки
равен 1,0.
232
После определения числа свай их размещают в плане. Сваи можно
располагать в рядовом (см. рис. 7.44, а) или шахматном порядке
|гм. рис. 7.44, б, в) в зависимости от того, при какой из этих схем
получаются наименьшие размеры плиты ростверка.
При размещении свай необходимо учитывать нормы минимально
допустимых расстояний между их осями. Для свай, погружаемых с
ял к рытыми концами, минимальные расстояния между их осями при-
нимают /ми11 — 3d. При меньших расстояниях затрудняется забивка
свай, особенно в плотных грунтах, и сильно возрастает взаимное влия-
ние свай. Большие расстояния, как правило, экономически нецеле-
сообразны, так как в этом случае увеличиваются размеры плиты рост-
верка и возрастает стоимость фундамента.
Минимальное расстояние между осями оболочек, погружаемых
с открытыми нижними концами, когда грунт в процессе погружения
удаляют, определяется производственными условиями; оно должно
быть не менее /М(Ж = d 1 м. После размещения свай в пла- не уточняют размеры плиты рост- верка и ее вес. Затем выполняют окончательный расчет и кон- струируют плиту ростверка, как бетонную или железобетонную конструкцию. Проверку прочно- сти грунтов основания и расчет осадки фундамента производят ио правилам, изложенным в § 29. Таблица 7.14
Тин ростверка Число свай в фундаменте п
(-5 6-Ю 11-20 21
Коэффициент т.
Высокий Низкий 0,80 0,85 0,85 0,90 0,90 1,00 1,00 1,00
В том случае, когда на фундамент действует не только вертикаль-
ная нагрузка, но и горизонтальная сила, и момент, проектирование
ведут с использованием данных, полученных в § 25, 27 и 28.
Прежде всего необходимо решить вопрос о рациональном поло-
жении центра тяжести свайного (или столбчатого) поля по отноше-
нию к оси опоры. В случае действия на фундамент только одного
сочетания нагрузок положение центра тяжести свайного поля можно
выбрать такое, при котором усилия во всех сваях получались бы оди-
наковыми. Равенство усилий в сваях обеспечивает равномерную осадку
фундамента и наименьшее число свай, в результате чего получается
и наиболее экономичное решение.
Значение смещения f центра тяжести свайного поля относительно
оси опоры (рис. 7.50, а), обеспечивающее равенство усилий в сваях,
можно получить из условия равенства нулю обобщенного момента
М° в выражении (7.64)
и
f=^- + c-^- = ei + c^-, (7.122)
где Му — момент относительно горизонтальной оси проходящей через
точку пересечения О' оси опоры с плоскостью подошвы фундамента;
во ’— эксцентриситет равнодействующей нагрузок относительно той
же оси; Тх.— горизонтальная сила, действующая на уровне подошвы
ростверка; с —величина, определяемая по выражению (7.63).
233
Совместить центр тяжести свайного поля с точкой, расположенной1
на расстоянии f от оси опоры, можно либо путем одностороннего раз»!
вития фундамента при равномерном размещении свай (рис. 7.50, а
и б), либо неравномерным размещением свай (рис. 7.50, в). Последняя]
схема рекомендуется во многих работах по фундаментам при расчете
на внецентренную нагрузку, когда горизонтальная сила отсутствует,
или ее влияние в уровне подошвы ростверка на распределение нормаль^
ных усилий в сваях не учитывается. В этих случаях f = еб. В этих'
работах неравномерно размещать сваи рекомендуется путем делениял
условной эпюры напряжений под подошвой ростверка на равнове»»
ликие по площади части (рис. 7.50, в). Размещение свай по этой схеме,
имеет существенный недостаток: несмотря на равенство усилий в сваях»,
суммарные напряжения в грунте ниже концов свай получаются нерав-
Рис. 7.50. Схемы, обеспечивающие равномерное распределение
усилий в сваях
номерными (рис. 7.50, в). В результате этого, данный прием расстановки
свай не гарантирует от крена фундамента при наличии в основании
сжимаемых грунтов.
Схема размещения свай по эпюре напряжений имеет и конструктив-
ные недостатки. Поскольку расстояние между осями рядов свай 4
должно быть не меньше 4, расстояние между осями остальных рядов
получается больше минимального. Поэтому при одном и том же коли-
честве свай в этой схеме требуются большие размеры плиты ростверка,
чем по схеме равномерного размещения (рис. 7.50, а). В схеме на
рис. 7.50, в неоправданно большой получается и величина свесов плиты
ростверка (участки абр/ и а'6'0Т).
Исходя из сказанного предпочтение следует отдавать схеме равно-
мерного размещения свай. Схему же неравномерного размещения можно
применять при опирании концов свай на малосжимаемые грунты,
когда по условию размещения свай не требуется увеличивать
плиту ростверка. Следует иметь в виду, что размещение свай по услов-
ной эпюре напряжений является одним из возможных решений нерав-
номерной расстановки.
Чаще всего на фундамент сооружения действуют несколько соче-
таний нагрузок, различающихся не только величинами сил и момен-
234
тов, но и их направлениями. В этих случаях равенство усилий в сваях
можно обеспечить лишь для одного из сочетаний нагрузок.
При фундаменте на сваях-стойках неравномерное распределение
усилий в сваях не ведет к развитию неравномерных осадок фунда-
мента, так как его перемещения за счет деформаций оснований обычно
незначительны, вследствие чего их не учитывают. На первое место
здесь выдвигается требование экономичности. Сваи должны быть
расставлены так, чтобы их количество было наименьшим. При разме-
щении свай на минимальных расстояниях это условие обеспечивает
и минимальный объем плиты ростверка.
Необходимое количество свай и столбов при равномерном их раз-
мещении можно найти непосредственно из выражения (7.107.), прини-
мая в нем Ломакс = Р'г(с)- Тогда
1 1р , °’5ЬМ°у \
^Г(С) \ +
(7.123)
Расстояние между крайними сваями в расчетном направлении
(см. рис. 7.44) будет равно
b = (mx-l)lv (7.124)
Подставив выражения (7.104) и (7.124) в (7.123), получим
п=р£-(1 + М (7.125)
Г(с) ' Рс/
Приведенный эксцентриситет еп относительно центра тяжести свай-
ного поля равен еп =- М°у!Р.
Величину рс определим из выражения
Рис. 7.51. Схема к опре-
делению смещения f0
Рассмотрим случай, при котором на фун-
дамент в уровне подошвы ростверка действуют
два сочетания нагрузок Pv Mj[, Р2» раз-
личающиеся по величинам сил и обобщенных
моментов. При большем количестве сочетаний
из них можно выделить два крайние невыгод-
ные, оказывающие влияние на определение
размеров фундамента и числа свай.
Определим оптимальное положение центра подошвы плиты рост-
верка относительно оси’ опоры при равномерном размещении свай.
Приведенные эксцентриситеты относительно оси опоры от первого и
второго сочетания нагрузок (рис. 7.51) будут:
£?nl = Mfr/P^ £?п8 = Л4у2/Р 2*
Тогда, в соответствии с данными рис. 7.51, приведенные эксцент-
риситеты относительно оси, проходящей через центр подошвы рост-
верка, будут равны:
£п1 — £п! /о’ ^п2 ~ ^П2 /о»
235
где /0 — оптимальное расстояние от оси опоры до оси, проходяще!
через центр свайного поля. -
Величину fQ определим из условия, чтобы количество свай от пер;
вого и второго сочетания нагрузок было одинаковым; это условие |
обеспечивает минимум числа свай. Используя выражение (
получим уравнение для определения f0:
/it gni~~~fo __ ^2
^Г(С) \ 0с / ^rtc)
(7.125)1
Pc
откуда
(7-
e„2. Это
рг _ 1 . с __ — */ Рс~г ^оеп1~геп2
Р2 ; '°“ Со4-1
В выражении (7.127) необходимо учитывать знаки у и
выражение справедливо при f0 < £пь Если /0 > £„1, это означает, что
второе сочетание нагрузок не оказывает влияния на расчет; тогда необ-
ходимо ПРИНЯТЬ f0 = 8п|.
Величина fa зависит от 0С, а 0С — от принятого числа рядов тх,
перпендикулярных расчетному направлению. Влияние тх на /0 не
очень существенно, особенно когда величина Со близка к единице.
В тех случаях, когда тх влияет на целесообразно сравнить несколько
вариантов с разными тх.
Для случая, когда размеры плиты ростверка определяются разме-
рами опоры и не зависят от количества свай, при действии на фунда-
мент знакопеременных моментов сваи целесообразно расставлять у
краев более концентрированно, чем в середине. Этого можно достичь
уменьшением расстояния между крайними рядами или увеличением
числа свай в крайних рядах. И тот и другой прием можно применить
одновременно.
Когда на фундамент действуют различные сочетания нагрузок,
при размещении висячих свай приходится учитывать требования как
экономичности, так и равномерной осадки фундамента. В связи с этим
следует различать два оптимальных положения центра подошвы плиты
ростверка относительно оси надфундаментной части сооружения. Пер-
вое положение обеспечивает минимальное число свай и наименьшие
размеры плиты ростверка, второе — равномерную осадку фундамента.
В общем случае эти положения не совпадают.
Положение центра подошвы ростверка, при котором достигается
минимум свай, определяют по формуле (7.126), как и для свай-стоек.
Для получения же равномерной осадки фундамента необходимо спосо-
бами, рассмотренными выше, добиваться равенства усилий в сваях
от тех нагрузок, которые оказывают наибольшее влияние на переме-
щения фундамента вследствие деформаций основания. Для фундамен-
тов опор мостов такими нагрузками являются постоянные.
В тех случаях, когда ниже концов свай залегают сильно сжимаемые
грунты й крены фундамента недопустимы, положение центра подошвы
плиты ростверка выбирают по второму требованию — из условия
равномерной осадки фундамента.
236
В тех же случаях, когда висячие сваи опираются на малосжимаемые
нсскальные грунты, при выборе положения центра подошвы ростверка
но внимание следует принимать первое требование -— экономичности.
В этих случаях может оказаться целесообразным центр ростверка
разместить между двумя крайними положениями — между положе-
нием, обеспечивающим минимум числа свай, и положением, обеспе-
чивающим равномерную осадку. Возможность такого размещения,
п также размещения висячих свай исходя только из первого требова-
ния нужно обосновать расчетами значения крена фундамента.
После определения положения центра тяжести свайного поля все
нагрузки необходимо привести к осям, проходящим через эту точку.
При равномерном размещении свай их число можно непосредственно
получить из выражения (7.123). В этом выражении величина Р'г опре-
деляется по формуле (7.121), в которой значения коэффициента т2
принимают по табл. 7.15.
Таблица 7.15
Плоская схема фундамента Число рядов на плоской схеме v ^мии^макс
v < 0,1 0,1 < v < 0,3 0,3 <v <0,4
Коэффициент т t
С одними вертикальными 4 1,10 1,10 1,10
сваями 5—7 1,15 1,15 1,15 1,10
^8 1,20 1,10
С наклонными сваями 5—7 1,10 1,10 1,10
^8 1,15 1,10 1,10
Коэффициент тг введен в выражение (7.121) для учета распределяю-
щей способности жестких плит ростверков, вследствие чего равенство
^макс = Р'г только для одного ряда свай при большом количестве
рядов и большой степени неравномерности распределения усилий
между рядами (малом v = NuwJNuaKC) еще не означает использова-
ния всей несущей способности фундамента.
Расчет фундамента с использованием формулы (7.123) можно вести
в последовательности, которую условно обозначим b -* а. При этом
расчете вначале примем количество рядов, перпендикулярных рас-
четному направлению тх (рис. 7.44, а), и определим расстояние между
крайними сваями в одном ряду по формуле (7.124).
Затем по формуле (7.104) или табл. 7.13 найдем значение ут.
По выражению (7.123) определим необходимое число свай или столбов.
Число рядов, параллельных расчетному направлению, будет равно:
my = nlmx. (7.128)
Расстояние между крайними сваями в поперечном направлении
определим из выражения
а = (ту — 1) 4* (7.129)
237
В выражениях (7.124) и (7.129) и 4 можно принимать равными
При таком порядке расчета каждому значению b будет соответст
вать определенное значение а. Нужно рассмотреть несколько вариан1
и из них выбрать оптимальный, обеспечивающий минимальную ст
мость фундамента. При этом величины b и а не должны быть мень
значений, определяемых размерами опоры в плане Ьо и Oq (рис. 7.6
^мин я "Ь 2 (Су — Су); пМИн я ао + 2 (Су — Су). (7.L
Значение Су зависит от толщины сваи и минимально допустимо:
грани сваи до грани ростверка, которое должно бы;
не менее 0,25 м. Тогда Су1
= 0,25 4- 0,5rf.
Если b <. 6МИН или а < амин, i
нужно увеличить 4 и t2.
При расчете фундамента мож1
принять и обратный порядок i
а к &, что бывает удобно при бол
шом числе свай и вытянутой опо[
в поперечном направлении. В это
случае принимаем наименьший ра:
мер а по последнему выражени!
(7.130). Тогда ту == а//2 4- 1, а чи
ело свай
с
расстояния от
Рис. 7.52. Схема к определению ми-
п — тхту = тх (а//24- !)• (7.131
нимальных размеров плиты ростверка
в плане Подставив выражения (7.131) И
(7.104) в формулу (7.123) и прене-
брегая величиной dm, которая мало влияет на результаты определения
числа рядов, получим формулу для определения тх:
(7.132)
Вычислив по (7.132) тх и округлив его до ближайшего целого зна-
чения, определим ут по (7.104) и b по (7.124). Затем, пользуясь выра-
жением (7.123), найдем число свай п.
После определения числа свай и рядов необходимо найти усилия,
моменты в сваях по формулам (7.64)—(7.66). Максимальные усилия
в несущих элементах от любого сочетания нагрузок должны удовлетво-
рять условию
Ми«кс (7.133)
где Рг ~ несущая способность элемента по грунту, определяемая
по выражению (7.121); максимальное усилие. При равномер-
ном размещении значение его находят по формуле (7.106), а при нерав-
238
Померном размещении — по формуле (7.64) с учетом фактического
мечения 1° вычисленного по выражению (7.62). В последнем случае
У
х] определяют непосредственным суммированием.
Если от какого-то сочетания нагрузок условие (7.133) не удовлет-
воряется, это сочетание для данного фундамента будет невыгодным и
по нему необходимо вновь определить п.
По формулам (7.106) или (7.64) необходимо также определить
усилия в наименее нагруженных сваях. Если получается отри-
цательным, что указывает на растягивающие усилия в сваях, то дол-
жно быть соблюдено условие прочности
I Л^ИН I ^х^гв+^с» (7.134)
где Ргв — расчетная несущая способность сваи на выдергивание.
При проектировании фундаментов опор мостов растягивающие
усилия в сваях или столбах от постоянных и вертикальных подвиж-
ных нагрузок не допускаются. Чтобы учесть это требование, фунда-
менты опор мостов рамно-подвесных и рамно-консольных систем
приходится развивать в направлении вдоль осей мостов. В таких мо-
стах на фундаменты действуют значительные моменты, возникающие
от подвижных односторонних нагрузок.
В связи с этим возникает необходимость найти такое минималь-
ное расстояние Ь', при котором растягивающих усилий в сваях не будет.
Выражение для Ь' получим из формулы (7.106), приняв в ней = 0:
(7.135)
Любой несущий элемент должен также удовлетворять условию
прочности по материалу ствола:
Nt^Pc, (7.136)
где 2V/ — продольное усилие в несущем элементе в опасном сече-
нии; Рс — расчетная несущая способность по материалу ствола
элемента.
Величину Рс определяют по данным § 24 в зависимости от экс-
центриситета приложения продольной силы М/. Эксцентриситет опре-
деляется
COi = М/макс/^Ь (7.137)
где М/Макс — наибольший момент, действующий на данную сваю или
столб.
Значение MfMaKC определяют с использованием формул (7.65) и
(7.67).
При расчете уточненным способом максимальный момент, дей-
ствующий ниже поверхности грунта, определяют по эпюре Л4г, по-
строенной с использованием выражения (7.94).
239
Для свай и столбов, у которых момент Mh на уровне подои
не равен нулю, необходимо удовлетворить условию прочности гру
па этом уровне
Ломакс+ £с~^тр Mfr _ . 1
i =-------------------(или 1,27?),
(7-1
где 7VMaKC — определяют так же, как и в условии (7.133); Mh — выч
ляют по выражению (7.93) для z = aji\ gc — расчетный вес св
п
или столба; Ртр — 0,7 ис £tihi — расчетная сила трения по боков
z=i
поверхности сваи или столба, которую можно определить по дани!
§ 23 (см. табл. 7.3); Fo и IF0 — площадь и момент сопротивления осн
вания несущего элемента; R — расчетное сопротивление грунта осн
вания на глубине h.
При расчете свайных и столбчатых фундаментов с учетом упр;
гих свойств грунта (см. § 27) необходимо также удовлетворить усл
вию прочности (устойчивости) грунта у боковой поверхности нес;
щего элемента
(7.13
где рг — определяют по выражению (7.95) для глубин г = h/З и z =
При h > 2,5, если точка с рмакс по выражению (7.95) находится на глу
бине zM</i/3, условие (7.139) должно быть удовлетворено и длз
этой точки; гц — коэффициент, принимаемый равным 0,7 при рас
порных пролетных строениях и равным 1,0 во всех остальных слу
чаях; т]2 = (Мп + Л4В) / (паМп + М3) — коэффициент, учитывающи!
соотношения постоянных и временных нагрузок, где Л1П
и Мв
моменты от постоянных и временных внешних горизонтальных нагру-
зок, возникающие в сечении свайного фундамента, проведенном через
нижние концы свай; пп = 4 при h 2,5 и пп = 2,5 при h 5. Прч
промежуточных значениях h величину пп определяют линейной интер-
поляцией.
В выражении (7.139) рпр — интенсивность разности пассивного
и активного давления грунта на вертикальную поверхность столба,
определяемая по формуле, полученной в теории предельного рав-
новесия грунтов
/’"p = 7S7^ztS<f) + C>-
(7.140) г
где ср и С — расчетные характеристики сдвига грунтов; у — сред-
няя объемная масса слоев грунта, расположенных выше рассматри-
ваемого сечения. г
Условие (7.139) ограничивает распространение зон предельного1
равновесия у передней грани столба и максимальное боковое давле-
ние грунта на уровне подошвы по задней его грани. Этим обеспечи-
вается устойчивость столба, необходимое его защемление в грунте
и практическая пригодность принятой предпосылки об упругой
стадии работы грунта.
240
Проверку прочности грунтов основания для всего фундамента
выполняют по данным § 29.
Помимо рассмотренных условий прочности запроектированный
фундамент должен удовлетворять условию жесткости в горизонтальном
направлении:
где ия определяют по формуле (2.1) с использованием выражений (7.60);
и'п — составляющая смещения верха опоры, возникающая вслед-
ствие деформаций тела опоры выше подошвы ростверка.
Так же как и при действии центральной нагрузки, в данном слу-
чае необходимо определить осадку фундамента по данным § 29 и вы-
полнить условие (1.2).
Если сваи или столбы размещены в один ряд, то расчет в пло-
скости, перпендикулярной плоскости ряда, значительно упрощается.
В этом случае продольное усилие, поперечная сила и момент, дей-
ствующие в верхнем сечении сваи или столба, будут равны:
N = P/n; Q* = Txln\ М3 = —Му1п. (7.142)
Горизонтальное смещение верха опоры без учета деформаций тела
опоры в соответствии со схемой на рис. 7.42, в определяют с исполь-
зованием выражений (7.97) по формуле
и, = 1 [ГД + МД + (ГД + Ло]. (7.143)
/ 1г
В остальном расчет выполняют так же, как и в предыдущем слу-
чае.
Пример 7.1. Запроектировать вариант свайного фундамента с вы-
соким ростверком на вертикальных сваях сечением 35 X 35 см дли-
ной 14 м под среднюю опору двухпролетного балочного неразрезного
моста с пролетами I = 63,5 м.
Высота опоры над горизонтом меженных вод 12 м. Размеры опоры
в плане на уровне обреза фундамента показаны на рис. 7.1. Бетон
свай марки 300, арматура периодического профиля из Ст5. Свая
армирована восемью стержнями d = 22 мм. Грунты — мелкие пески
средней плотности и местами плотные. Модуль деформации грунтов
но данным испытания штампами в скважинах Е = 40 МПа (408 кгс/см2).
Угол внутреннего трения ср = 30°. Сваи предполагается погружать
методом забивки.
Расчетные усилия по обрезу фундамента Р = 27 900 кН (2844 тс),
Гх = 592 кН, Му = 8370 кН-м. Это сочетание нагрузок оказалось
самым невыгодным. Проверочные расчеты фундамента на другие
сочетания нагрузок, действующих как вдоль, так и поперек оси моста,
выполняют аналогично рассматриваемым ниже, и для краткости изло-
жения они не приведены.
Обрез фундамента принимаем на отметке 139,4 м. В первом при-
ближении толщину плиты ростверка принимаем равной 1,6 м.
Определим расчетный вес плиты ростверка исходя из ее мини-
мальных размеров в плане при ширине обрезов по 0,2 м. Объем плиты
241
Vn = 1»6 (16,4 + 0,4) • (2,7 + 0,4) = 83,4 м3. Расчетный вес плщ
6П = 1,1.83,4.9,8-2,5 = 2250 кН.
Поскольку равнодействующая постоянных нагрузок проход!
по оси опоры, начало координат (центр тяжести свайного поля) пр
нимаем в точке пересечения плоскости подошвы плиты с осью onopi
Нагрузки приводим к началу координат, а момент вычисляем относ
тельно координатной оси: Р — 27 900 + 2250 = 30 150 кН; Тх <
= 592 кН; Му = 8370 + 592-1,6 = 9317 кН-м.
Далее определим расчетную несущую способность сваи по грунт
Заделку сваи в плиту принимаем 2d = 2-0,35 = 0,7 м. Глубина
погружения в грунт от линии размыва при общей длине 14 м состав,
/г=14-0,7~ (137,8- 136,5) = 12 м.
Расчетную несущую способность определяем по формуле (7.10)
При вычислении сопротивления грунта по боковой поверхносп
сваю делим на участки высотой по 2 м. Для середины каждого участю
по табл. 7.3 находим tJ*. Значение Ra возьмем по табл. 7.5. Коэф
фициент условий работы принимаем m = 1.
Рг = 0,7 • 1 [1,4 (22,5 + 34,3 + 39,2 + 42,2+ 44,1 + 46,1) 2 +
+ 0,1225 • 2511 ] = 0,7 (640 + 308) = 664 кН.
Сначала выполним расчет фундамента упрощенным способом,
исходя из предпосылок, принятых в § 25.
Вычисляем характеристики свай. Свободная длина сваи /0 = 1,3 м.
Коэффициент р по формуле (7.33): ₽ = ПёйсГ^збёГ — 0,32.
Длину сжатия в свае определим по формуле (7.32):
lN = 1.3+0,5 (1 + 0,32) 12 + О.383'3-^^?0-1323 х
х[0,32 ^qT35’+ ~Т2~Н ft ) (5»961g 0 35 + 3,3 jj — 39,2 м.
Для сравнения определим длину сжатия по формуле (7.34):
, 7-10-з.0,1225-3,09-Ю7 Q q
/дг =--------------------h 1,3 = 41,3 м.
Длина сжатия, определенная вторым способом, получилась почти
такая же.
Длину изгиба подсчитаем по формуле (7.366): 1Ы = 1,3 + 6*0,35 =
= 3,4 м при т) = 6.
По выражениям (7.69) определим £,9 и с:
g = ^ = ll,5; 3 = -^ = 0,0102 м2;
с = 0,5 - 3,4= 1,7 м.
Обобщенный момент вычислим по формуле (7.61):
М; = 9317+1,7-592= 10322 кН-м.
242
Затем определим число рядов свай тх по формуле (7.132), раз-
вивая плиту в расчетном направлении вдоль оси моста при а — амин —
•• 15,95 м и приняв 4 = 4- 4ии в 1,05 м:
Принимаем тх = 4. Вычисляем b по выражению (7.124):
Ь = (4 —1) 1,05 = 3,15 м.
Ширина плиты на уровне подошвы будет равна
Ьп = 3,15 4-0,5 4-0,35 = 4,0 м.
Уточним вес плиты ростверка, конструируя ее, как показано
на рис. 7.1. Объем плиты Уп = (1,1 *4 4- 0,5*3,55) (16,4 4- 0,4) =
= 103,7 м3. Расчетный вес плиты составит: Ga = 1,1 • 103,7*9,81 X
х2,5 = 2800 кН.
Определим теперь число свай по формуле (7.123) при Рг = Р'г.
По табл. 7.13 при тх = 4 ут = 0,139. Тогда
П~ 664 0,139-3,152+11,5-0,0102 /
Число рядов поперек оси моста по (7.128) ту = 62,8/4 — 15,7.
Принимаем ту = 16. Тогда число свай получится п = 64. Расстоя-
ние между осями свай в поперечном направлении 4 — 15,95/ (16—1) =
= 1,06 м, что почти равно 4 — 1,05 м.
Усилия в наиболее и наименее нагруженных сваях определим
по формуле (7.106):
(30 700 + = 480 + 171 = 651 кН;
№„„„ = 480-171 =309 кН; №МКС<РГ; 651 <664 кН.
Недогрузка сваи составит (——b 100 = 1,96%, что допу-
стимо.
Проверим несущую способность свай по стволу. Сначала вычис-
лим 1У по выражению (7.62) с учетом (7.103):
* /£ = 64 (0,139-3,1524-0,117) =95,78 м*.
Моменты в голове и на уровне условной заделки сваи в грунт
определим по формулам (7.65) и (7.67):
.,п 1,7*592 10 322 - 0,117 , с 1ос, о Ло
NP = —«а----------пЕ~?о'— ** 15,72 — 12,64 = 3,08 кН • м;
64 Уо,7о
Л4“ = 15,72 +12,64 = 28,36 к Н • м.
243
Определим значения эксцентриситетов приложения продолы
сил для крайних свай по наибольшему моменту, пользуясь (7.1
е01 = 28,36/651 = 0,044 м; е04 = 28,36/309 = 0,092 м.
Расчетную несущую способность свай по прочности стволов 1
дем по формуле (7.14). Для заданного сечения и материала ст!
Fa = Fa = 11,4 см2. Два стержня на оси сваи не учитываем, hg
= 30,9 см; Ьс = 35 см; ос = 4,1 см; ₽и = 14 700 кПа; /?а = 206 000 к!
tn = 1.
Определим коэффициент фи по формуле (7.20) при /р = 1М = 3,4
Находим
= 18800 кН;
s “ 651 = 1 *035’
~ 18 800
При е0 = 0,044 м е = 0,044-1,035 + 0,5 (0,309 — 0,041) = 0,18
D _ 0,4.14 700.0,35 - 0,30924-0,00114.206 000(0,309 - 0,041)
'с “
0,18
= > = '439 кН.
Проверим выполнение условия (7.15):
0,3514М 700 = °-28 м: °’55Йо = °-17 “I
0,28 >0,17 м,
т. е. условие выполнено.
Сопоставим действующее усилие в свае с ее расчетной несуще!
способностью по прочности ствола по условию (7.136): 651 < 1439 кН.<
Для второй сваи при е0 = 0,092 м фи = 1,018; е = 0,092-1,018 4-
4- 0,5 (0,309—0,041) = 0,228 м.
По формуле (7.14) аналогично, как и для первой сваи, получим
Рс = 259,2/0,228 =1135 кН.
Условие (7.15)
0,35 • 14 700 = 0*22 м > 0,17 м.
Проверяем выполнение условия (7.136): 310 <1135 кН.
Таким образом, условие прочности по материалу ствола для всех
свай от данной комбинации нагрузок выполняется с большой недо-
грузкой.
Величину горизонтального смещения верха опоры вдоль ос^
моста при высоте опоры от подошвы плиты ростверка h0 = 14,6 м
вычисляем по формуле (2.1), подставив в нее выражения (7.60) и
раскрыв значения pj и р2:
_ 1 Г 3,.4».592 10 322 - 39,2(1,74-14,6)']
3,09 • 10? • 0,1225 [ 12 • 0,0102 • 64 ‘ 95,78 J ~
= 0,019 м=1,9 см.
244
Деформацию тела массивной опоры не учитываем.
Определим допустимое смещение верха опоры по формуле (2.4)
и / — 63,5 м:
wjp = 0,5 V 63,5 = 4 см; wB<w2P; 1,9 см <4 см.
[ Поскольку смещение ив от данных нагрузок, принятых в рас-
Ьгтс фундамента по I группе предельных состояний, получилось
Бшыпе то повторно величину и3 от меньших нагрузок, соответ-
Ывующих расчету по 11 группе предельных состояний, не определяем.
Г Выполним для сравнения проверочный расчет фундамента с уче-
том упругой работы грунта вокруг свай исходя из предпосылок,
смотренных в § 27.
Определим момент инерции сечения сваи:
1,25-10 3 м*.
Тогда £/ = 3,09-10’-1,25-10‘3 = 3,86-10* кН-м3.
Расчетная ширина сваи по формуле (7.78) будет: dp = (0,35-1,5 4-
I 0,5) 1 = 1,025 м.
По табл. 7.12 примем для мелкого песка коэффициент пропорцио-
нальности тл = 5000 кН/м4.
Коэффициент деформации определим по выражению (7.81):
»/ 5-108- 1,025 п Лсо ,
— у 3,86 -104 — 0’668 м .
Находим приведенную глубину погружения
й=ад/1 = 0,668-12 = 8.
Поскольку Й > 4, значения функций влияния принимаем для
/| 4 при свободном опирании конца сваи.
По формулам (7.91) вычисляем значения перемещений б/т, б .иг
и 5Л1Л1. Значения частных от разностей произведений функций влия-
ния принимаем по приложению IX для 2 = 4:
б/т = о,6683 • 3,86 • 104 2,4406 = 2,1212-10 4 м/кН;
^иг = о,668* • 3,86 • 104 = 0,9411 • 10 4 1/кН;
Ъмм = 0"бб8 - j 86 164 1 »75658 = 0,6789 • 10 4 1 /кН • м.
Перемещения от единичных усилий и момента определяем по фор-
мулам (7.97) для сваи со свободным верхним концом:
Д, = 3 -'зХ 10- + 1 >32 • 0.6789 10-‘ + 2-1.3- 0,9411 х
Х10-‘ + 2,1212-10 4 = 5,9051 10 * м/кН;
в» = т^’3|1м- + 0.6789 • 10* = 1,0157 • 10 ‘ 1/кН • м;
U^Uv * Д XZ •
йз = -й-т^тпг + 1,3 -0,6789 -10 * + 0,9411 • 10 * =2,0426-10 * 1/кН.
• 0,00 • 1V*
245
Находим характеристики жесткости сваи по первой фо|
(7.38) и выражениям (7.98) и (7.99):
3,09-ю?.0,1225 п с-со 1П_4 и.
Pi= ------391Г------в 9’6562 ’10 кН/м;
1,0157 - Ю-* _ 1,0157- 10* п 1Л4
в (5,9051 • 1,0157 — 2,0426») • 10"® ~ 1,8256 а 0,5564 • 10* КН
2,0426 -10* . . 1оп u
-----178256 — 1Л 189 • 10 кН.
1
(7.1
Вычисляем с по формуле (7.63):
1,1189-10* ОЛ11
С“ 0,5564.10* ~ 2,011 М’
Обобщенный момент по (7.61) будет равен
Му = 9317 4- 2,011 • 592 = 10 507,5 кН • м.
Определяем dm:
dm = рД~ 9,6562-10* • 1,0157 • 10"* = °»102 М2-
Приведенный момент инерции вычисляем по (7.62):
/° = 64-0,139-3,15*4-64.0,102 = 94,8 м2.
Наибольшее и наименьшее усилия в сваях по выражению
составят:
кг 30 700 , 10 507,5.1,575 ЛОЛ . 17. с с „
= —§4“ +------------— = 480 4-174,6 = 654,6 кН;
ЛГМИЙ = 480 - 174,6 = 305,4 кН.
Изгибающий момент в голове сваи определим по формуле (7.6(
,в 592-2,011 10 507,5 - 0,102 с ,7 u
Л4»=-----я------------------------6,47 кН м.
Эпюра моментов по высоте сваи, вычисленных по выражена
(7.94), показана на рис. 7.53. Максимальный изгибающий моме
Мма1СС = 14,8 кН-м действует на глубине 1,5 м от поверхности грун'
(линии размыва).
Определяем перемещения подошвы плиты ростверка по форм
лам (7.60):
и —_____59?______I Ю 507,5 - 2,011 _q 00397 м_0 397 см*
U~~ 64 - 0,5564-10* + 9,6562-10*. 94,8 ~ М — СМ,
10507,5 ллЛц,о
W 9,6562 • 10* • 94,8 “6,001148.
Смещение верха опоры по выражению (2.1) будет равно
иа = 0,397 4- 0,001148 -1460 = 2,07 см.
246
Сравнение результатов расчета фундамента упрощенным методом
*годом, учитывающим упругую работу грунта, показано в табл. 7.16.
И> табл. 7.16 следует, что разница в продоль-
В усилиях в сваях получилась незначитель-
на Моменты в голове сваи по уточненному
Виету получены большие, а максимальные мо-
КЙты ниже поверхности грунта значительно
выние, чем по упрощенному способу расчета.
Крнзонтальные смещения верха опоры, опре-
Шенные по обоим способам, отличаются мало.
ГТак как в данном примере решающим усло-
вен для проектирования фундамента является
ловие (7.133), уточненный расчет не вносит
каких корректив в определение числа свай
В размеры плиты ростверка.
Г Проверим прочность грунтов основания свай-
ного фундамента на уровне концов свай. Сначала
Предел им площадь подошвы условного фунда-
Ннта:
= (3,5 + 2-12-0.1315) (16,3 + 2-12 0,1315) =
Рис. 7.53. Эпюра изги-
бающих моментов в
свае к примеру 7.1
= 6-66x19,46=130 м2,
где угол д = ф/4 = 3074 = 7°30';
tg6 = 0,1315; Ьг = 3,5 м; ^=16,3 м.
Момент сопротивления условного фундамента относительно оси О'у
будет равен
^» + (<*i + 2Atge)(i1 + 2Mg6)s=-^+^-= 144 м».
Относительная глубина заложения условного фундамента от ли-
нии размыва составит h/by = 12/6,66 = 1,8.
Объемная сила тяжести грунта с учетом взвешивающего дей-
ствия воды = 9,8 кН/м3.
Таблица 7.16
Метод расчета Усилия в сваях, кН Моменты в сваях, кН - м Горизон- тальное смещение верха опоры, см
наиболь- шее наимень- шее иа уровне подошвы ростверка наиболь- шие в грунте
Упрощенный 651,0 309,0 3,08 28,4 1,90
С учетом упругой работы 654,6 305,4 6,47 14,8 2,07
грунта Разница, % —0,6 +1,2 —52,3 +91,5 —8,2
Расчетное сопротивление грунта на отметке 124,5 м определим
по формуле (1.11) при коэффициенте условий работы т" — 0,27 по нор-
мам проектирования. По графику на рис. 1.8 при ср = 30° и h/by
коэффициент А" — 44,3. Расчетное сопротивление будет равно
R = 0,27 -9,8 -6,66 -44,3 = 780 кПа (7,9 кгс/см2).
Далее определим напряжения в грунте на уровне концов с
Вес свай Gc = 64-13,3-0,1225-9,8-2,5-1,1 = 2800 кН.
Вычислим угол поворота условного массивного фундамента по ф
муле (9.12) при р = 1:
ал' 9317 + 592-13,3
X = -^ =-------= 29,03 м;
л 1.19,46-123+18-6,66.144
2-1 (3-29,03 — 12) —060,00,
6 • 592 . -г
338,85 - 5000- 12 ~ 1,75 ’ 10 '
'С
Наибольшее напряжение под подошвой условного фундаме)
составит
P + Gt , z. . л hl г> 30 700 + 2800 .
<4 = “5“^ + &i*h + 0,5&уСо(о =------------------р
+ 9,8 • 12 + 0,5 • 6,66 • 5000 -12 - 1,75 • 10 4 = 410 кПа;
410 кПа< 1,2-780 кПа.
Условие прочности удовлетворяется. I
Определим полную осадку фундамента от постоянной нагрузки
с учетом веса плиты и свай: Р = 26400 кН. 1
Напряжения, влияющие на осадку, будут равны I
26 400 опо „ I
а°с =гзб = 203 кПа’ ,
Найдем отношение сторон условного сплошного фундамента <
ау/Ьу = 19,46/6,66 = 2,93 3. 1
Пользуясь формулой (2.7), вычислим ординаты эпюры напряжений
в грунте от веса сооружения. Результаты вычислений сведем в табл.;
7.17.
Эпюры напряжений в грунте от собственного веса грунта и веса
сооружения показаны на рис. 7.54, причем нижняя граница сжимае-
мой толщи оказалась на отметке 111,20 м.
Конечную осадку фундамента определяем методом элементарного
суммирования по формуле (2.6):
S=+^-0,5[(203+185) 1,66+(185+155) 1,66+
+ (155 +102) 3,33 + (102 + 71) 3,33 + (71 + 49) 3,33] =
= 0,0304 м = 3,04 см.
248
Осадка соседних фундаментов расчетом получена равной 2,5 см.
Разность осадок составит AS — 3,04—2,5 = 0,54 см. Подобная
разность осадок, как показали расчеты,
Состояние неразрезного пролетного
Строения.
не влияет на напряженное
Рис. 7.54. Эпюры напряжений в
грунте для расчета осадки свай-
ного фундамента к примеру 7.1
Таблица 7.17
"» --г/Ьу z=mby, м % °г=аоаос’кПа
0 0 1,000 203
0,25 1,66 0,912 185
0,50 3,33 0,762 155
1,00 6,66 0,500 102
1,50 9,99 0,348 71
2,00 13,32 0,240 49
Требуется
7.2.
выбрать
3- 12
Пример
оптимальное положение центра по-
дошвы плиты фундамента со сваями-
стойками и определить количество
свай. Сваи приняты железобетонные
сплошного сечения 30 X 30 см; несу-
щая способность одной сваи Рг =
638 кН, /м = 3 м, In — 15 м.
Нагрузки относительно осей, про-
ходящих через точку пересечения
осп опоры с плоскостью подошвы плиты ростверка: Рх = 23 544 кН,
ТХ1 = 834 кН, М'у1 = 11 772 кН-м; Р2 = 17 658 кН, 7\2 = —314 кН,
МУ2 = —3532 кН-м. Силы Рх и Р2 определены с учетом веса плиты
ростверка при принятом числе рядов тх — 4.
Вычисляем по (7.126) значение рс при тх — 4:
/1 = За = 3-0,3 = 0,9 м; dm = = 0,0375 м2;
₽< = 0,9 + (24^°3о759 = 0,7778 м.
Определяем приведенные эксцентриситеты еаъ е'П2 и Со:
, 11 77240,5 • 3 • 834
^П1 =-----------------= 0,5531 м;
23 544
, — 3532 — 0,5-3 - 314 ПООЙ7.,
<?П2 =-----F7AR5----= - 0,2267 м;
17 658
__23544__ 1 333
°” 17 658 ““ Ьооо.
По выражению (7.127) находим оптимальное положение
подошвы ростверка
f (1,333—1) 0,77784-1,333 - 0,5531 -0,2267 Л „
/о ~--------------ГТТ555--------------= и м*
центра
249
Приведенные эксцентриситеты относительно оси, проходящей |
рез центр подошвы ростверка, будут равны:
еп1 = 0,5531 - 0,3300 = 0,2231 м; I
еп2 = — 0,2267 - 0,33 = — 0,5567 м. |
Обобщенные моменты относительно этой же оси:
M}t == 0,2231 • 23 544 = 5253 кН • м;
_ 0,5567 • 17 658 = — 9830 кН • м.
Вычислим b по выражению (7.124) и ут по (7.104):
b = (4 - 1) 0,9 2,7; ут = (4 4- 1)/[ 12 (4 - 1)] = 0,139.
Число свай от первого сочетания нагрузок по формуле (7.1!
составит:
п ~~ 638 (23 544 4- CJ39- 2,724-0,0375 / ~~ 4^,5^48 шт.
Найдем число свай в каждом поперечном ряду п/тх = 48/4
— 12 шт.
Г.М.В.
Рис. 7.55. Расчетная схема столбчатого фундамента и эпюры Мг, Qz,
и рг к примеру 7.3
Проверим число свай по второму сочетанию нагрузок
1 /17 ссо 1 9830 • 0,5 • 2,7 \ л*т к л о
П ~ “638 \1 7 658 + 0,139 • 2,7а 4-0,0375 ) ШТ>
Получился тот же результат; следовательно, положение центра
ростверка является оптимальным.
250
Для сравнения определим число свай при симметричном положе-
нии фундамента относительно оси опоры:
п = * [23 544 + (117^^52;Ж55-2-7 1 - 63,2 - 64 шт.
vi3o | Uj 1 о*? • —р 5 |
Число свай получилось больше на 16 по сравнению с оптимальным
решением. Кроме того, существенно увеличится и объем плиты рост-
Верка.
Пример 7.3. Запроектировать вариант столбчатого фундамента
Опоры моста из столбов d = 2 м, расположенных в два ряда, на нагруз-
ки, действующие вдоль оси моста. Грунтовая колонка, принятые
размеры фундамента в расчетном направлении показаны на рис. 7.55.
Расчетный угол трения мелких песков <р = 32°, объемная масса
их 2 т/м3, коэффициент консистенции глины В = 0, коэффициент
пористости е = 0,6.
Нагрузки, приведенные к центру подошвы плиты ростверка:
Р = 40 600 кН, Тх = 872 кН, Му — 15 190 кН-м. Длина пролета,
примыкающего к опоре, / = 100 м. Высота опоры от подошвы плиты
ростверка h0 = 18 м. Столбы изготовлены из бетона марки 300.
Коэффициенты пропорциональности для мелкого песка пгл —
4910 кН/м4, а для твердой глины тл = 9810 кН/м4.
Определим момент инерции столба
/ = 3,14-24/64 = 0,785 м4.
Найдем площадь поперечного сечения столба:
F= 3,14-22/4 = 3,14 м2.
Коэффициент Кв найдем по формуле (7.102):
К, = °,6 + -Ц^г-1,2 = °, 68.
Расчетный диаметр столба по выражению (7.84) будет равен
dp = 0,9-0,68(24'1) = 1,84 м.
Коэффициент деформации определим по формуле (7.79):
4910-1,84 Л ОЛС .
аД“У 3,09-10’-0,785 “ 0,206 ’
Приведенная глубина погружения столба получится:
h = 0,206-11,7 = 2,4.
Коэффициент постели основания столба найдем по выражению
(7.87):
Со = 5 • 9810 • 11,7/2 = 286 940 кН/м3.
Коэффициент Kh определим по (7.89):
к __ 286 940 - 0,785
АА 0,206 • 3,09 • 107.0,785 ~ U,U40,
251
Перемещения определим по выражениям (7.90), используя Д|Я
ные приложения IX для разностей произведений функций влиянЯ
при 2 = 2,4: Я
А - 1 9,95514-0,045» 11,1314
тт 0,206®. 3,09-10’. 0,785 ' 2,82355 - 0,045 - 4,95295 “
“ 0.2063 • 6,30832.107 = L71440-10 6 м/кН; Я
® 6,56998 - 0,045-8,02219 о ото? т-в i , u V
0,2062 • 6,30832 - 10’ — 2,31937-10 1/кН;
в 6,28782 — 0,045 -9,09219 л т_, i , и Я
бмм 0,206 - 6,30832 -107 — 4,52375 10 ~ 1/кН • М. Я
Перемещения головы столба вычислим по (7.97): I
*1 = 3^09X-0,785 + 4’52375 • 1 °” • 5-5’ + 1
+ 2,31937 • 10 е • 2 • 5,5+1,71439 -10 s = 5,86276 -10 6 м/кН; I
5, = ;по ,5',5 .7Я. + 4,52375 10 7 = 6,79118 10 7 1/кН-м; 1
6з - -2—оэ5'^. 0,785 + 4'52375 10 7 5-5 + I
+ 2,31937-10-6 = 5,43098-10 е 1/кН. 1
Длину сжатия столба найдем по выражению (7.35): I
lN = 5,5 + 11,7 + 3,14 • 3,09 -107/(3,14 -286 940) = 124,9 м. |
Определим характеристики жесткости столба по формулам (7.38)Й
(первая формула) и (7.98) — (7.99):
Pi- 3,09 i-^9-3’14 = 7,77225 • 10» кН/м;
_ 6,79118-10-’
р2 5,86276- 10~6 -6,79118- 10"’ —5.430982-10 12 ~
6,79118-10"’ с сопоп 1Л4 и,
10,31955 • 10-12 6,58089-10 кН/м;
5,43098-10“® cocno ins и
Рз“ 10,31955-10'12 - 5,2628-10 кН.
Нормативное сопротивление глинистого грунта под подошвой
столба по нормам проектирования RH = 1562 кПа (15,9 кгс/см2).
Далее вычислим несущую способность одного столба на осевую
нагрузку по выражению (7.10). Касательные составляющие т« опре-
делим по табл. 7.3:
Рг = 0,7 {2-3,14[(23 + 34 +39 +42) 2 +44-2,7 + 65-1] +
+ 1562-3,14} = 5458 кН.
Расчетный вес столба
gc = (11,7 + 5,5) 3,14 • 1,1 - 2,4 - 9,8 = 1392 кН.
252
Полезная несущая способность столба по выражению (7.121) при
т, •- = 0,9 и пг2 = 1 будет Р'г = 0,9-5458—1392 = 3519 кН.
Определяем число столбов по формуле (7.123) при их размеще-
нии в два ряда: тх = 2, b = 3,2 м, ут = 0,25.
Величину с найдем по выражению (7.63):
_ 5,26280 - 10* „
С~ 6,58089- 104 “ °*
Обобщенный момент вычислим по (7.61):
М°у= 15 190 + 8-872 = 22 163,5 кН • м.
Величина dm будет равна
= ~РЛ = 7,77225- 10» - 6,79118 • 10"? = 1 »8945 М**
Число столбов
1 /ллслл I 22 163,5.1,6 \ .1ОО
П~ 3519 ^40б00 + 0,25 • 3,22 + 1,8945 / ~ 3,8’
Принимаем п = 14.
Число рядов в поперечном направлении будет равно
ту = п/тх =14/2 = 7.
Наибольшее усилие в столбе вычислим по выражению (7.106):
*г 1 f40 ROO I 163,5 *1,6 \ _
” макс = “и + 0,25-3,22+1,8945 ) =
= -jL (40 600 + 7961) = 3468,6 кН.
Наименьшее усилие в столбе составит
= -jif (40 600 - 7961) = 2331 ,ЗкН.
Проверяем условие (7.133): 3468,8 < 3519 кН. Недогрузка состав-
ляет 100 (3519—3468,6) /3519 = 1,4%.
Приведенный момент инерции столбчатого поля определим по вы-
ражению (7.62) с использованием (7.103):
/? = (0,25- 3,22+ 1,8945) 14 = 62,363 м2.
Момент в голове столба вычислим по (7.65):
Л+ = 872 • 8/14 - 22 163,5 -1,8945/62,363 = — 175,2 кН • м.
Поперечная сила будет равна
Q = 872/14 = 62,28 кН.
Горизонтальное смещение плиты ростверка по (7.60) составит
_ 872 22 163,5 - 8 1п_3
U 14 • 6,58089 • 104 + 7,77225 -10» • 62,363 “ М*
253
Угол поворота будет равен
22163,5 А -_о (
Юв 7,77225• 10®• 62,363 — 4,573 ’° '
Горизонтальное смещение верха опоры
Мв = 0,46 +4,573-Ю"4-1800= 1,28 см.
Допускаемое смещение
wJp = 0,5]/100 =5 см; wB<wJp; 1,28 см <5 см.
Проверяем правильность расчетов с использованием (7.68):
1) 2 N^P; (3468,6 + 2331,3)7 = 40599,3 кН; /> = 40600 кН
1 = 1
2) 5 NtXi-nM‘=My; (3468,6 —2331,3) 1,6 • 7+14-175,2=
< = I
= 15 190,6 кН • м; Му = 15 190 кН • м;
3) QB = p2H-p3w = 7\/n; QB = 6,58089 • 104-4,603 • 10~3 —
- 5,26280 -10® - 4,573 • 10~4 = 62,28 кН; Тх/п = 62,28 кН.
Далее определим момент в столбе на уровне поверхности грун1
(линии размыва):
Мо = 62,28-5,5 +175,2 = 517,7 кН-м.
Смещение и угол поворота на уровне поверхности грунта найд<
по (7.93):
и0 = 517,7 • 2,31937 • 10е + 62,28 • 1,71440 • 10~б = 2,26846 • 10"3 м;
w0 = — (517,7 • 4,52375 • 10"7 + 62,28 • 2,31937 • 10"e) = — 3,78645 • ЮЛ
Момент, действующий в основании столба, вычислим по выра-
жению (7.94) при 2 = 2,4. Значения функций влияния Л3, Bs, С)
и D3 возьмем из приложения VIII. Тогда
Л4* = 0,206 • 3,09 • 10’• 0,785 • 0,206 • 2,26846 • 10-3 (—2,14113) +
+ 0,206 • 3,09 • 10’ • 0,785 (—3,78645) Ю"4 • (—2,66328) +
+ 517,7 • (—0,94884) + • 1,35201 -43,16 кН • м.
V
Проверим напряжения под подошвой столба по условию (7.138).
Расчетное сопротивление грунта на уровне подошвы столба R =
= 1081,8 кПа. Момент сопротивления основания столба будет равен
Wo = 0,785 м3.
3468,6+1392 — 0,7.2896,6 . 43,2 ПС7 о п ^1ПО1О «
Oi =----—374—1----------— 4- я957,2 кПа <1081,8 кПа.
Недонапряжение по несущей способности грунта составит
100 (1081,8 - 957,2)/1081,8 = 11,5о/о.
254
Большее недонапряжение в этом случае, чем по условию (7.133),
получилось вследствие того, что при определении R не учитывался
коэффициент = 0,9.
Эпюры Л4г, Qz и рг, построенные с использованием выражений
(7.94) — (7.96), показаны на рис. 7.55 на стр. 250.
Проверим соблюдение условия (7.139) для рг=18,7 кПа на глу-
бине Л/3 = 3,9 м. По выражению (7.140) для ср = 32° и.ув=1 т/м3
предельная интенсивность давлений будет равна
Р„р = ода-1 • 9,81 • 3,9 • 0,6248 =112,2 кПа.
Коэффициент тц = 1, а т]2 — 0,92. По условию (7.139) 18,7 кПа <
< 1-0,92-112,2 кПа, т. е. оно удовлетворяется с большим запасом.
Также с запасом удовлетворяется условие (7.139) и для рг на глу-
бине h. Устойчивое положение столбов в грунте будет обеспе-
чено.
В данном примере расчетная несущая способность по материалу
ствола, определенная для сечения с максимальным моментом
634,4 кН-м (рис. 7.55), оказалась выше действующего усилия. Этот
проверочный расчет здесь не приводится.
Последовательность проектирования фундаментов с наклонными
сваями. Вначале составляют расчетную схему фундамента, для чего
необходимо назначить число свай в фундаменте. Первоначально
их количество можно наметить приближенно, так как продольные
усилия, изгибающие моменты в сваях и перемещения фундамента
с наклонными сваями можно определить только после статического
расчета принятой схемы.
Как показали расчеты, проделанные для большого количества
фундаментов с наклонными сваями, наибольшие усилия в сваях
в первом приближении можно найти по формулам расчета фундамен-
тов с вертикальными сваями. Исходя из этого ориентировочное число
свай, несущая способность которых определяется сопротивлением
грунта, можно подсчитать по формуле (7.123).
После этого составляют схему фундамента и в первом приближе-
нии уточняют число свай по условию (7.133). При этом наибольшее
усилие в свае определяют по формуле (7.64) с учетом фактически
принятого при составлении схемы размещения свай в плане. Приве-
денный момент инерции свайного поля определяют по выражению
(7.62).
При составлении схемы фундамента следует прежде всего рацио-
нально разместить сваи относительно оси опоры. При этом нужно
руководствоваться соображениями, рассмотренными выше для верти-
кальных свай. Особенное значение этот вопрос имеет для фундамен-
тов, на которые действуют значительные односторонние горизонталь-
ные силы и моменты (фундаменты устоев, подпорных стен, опор
распорных систем и т. п.). Для предварительного решения данного
вопроса можно пользоваться таким понятием, как центр тяжести
свайного поля, а значение его смещения f приближенно устанавливать
по формулам (7.122) и (7.127).
255
Выбор схемы фундамента — особо ответственная задача. Сон
ставление различных схем показывает, что у схем веерного тми
(рис. 7.56,/) и близких к ним (рис. 7.56,2) меньшая горизонтальи
жесткость по сравнению со схемами козлового типа (рис. 7.56]
и близкими к ним (рис. 7.56,4). 1
В схемах козлового типа в сваях возникают меньшие изгибаюнц
моменты, чем в веерных, особенно при низком положении равнодЗ
ствующей горизонтальных нагрузок. Зато в последних в ряде случМ
можно получить меньшие продольные силы в сваях. Высокой жес
костью обладает и схема показанная на рис. 7.56. ;
Для ростверков со сваями, несущая способность которых опр|
делается
схемы на
фактором
сопротивлением грунта, могут оказаться рациональн
рис. 7.56, /, 2 и 4. Для устройства ростверков, решаю1
для обеспечения
прочности которых является прочное!
материала ствола свай, более м
циональны схемы <3, 4 и 5. К этй
схемам следует прибегать и в те
случаях, когда другие схемы
обеспечивают надлежащей жести
сти ростверка. Jj
У ростверков с одной пл^
скостью симметрии (например, ДД
фундаментов устоев) плоские сх(
мы получаются несимметричными
так как наклон сваям чаще всег
придают в одном направлени;
вдоль оси моста—в сторону равн
действующей постоянных нагрузо
Ввиду многообразия факторов, влияющих на тип схемы, и ело
ных условий работы фундамента в каждом конкретном случае ея|
схему следует выбирать путем сравнения и исследования несколько
вариантов. При этом общая пространственная схема ростверка
должна быть чрезмерно сложной и по условиям производства ра
При размещении свай необходимо учитывать нормы допустимы)
расстояний между соседними сваями. Минимальные расстояния ме
осями соседних параллельно расположенных свай и оболочек, а так
расстояния между осями забивных и вибропогруженных свай в грун
на уровне их нижних концов принимают такими же, как и для верр
тикальных свай. Расстояние в уровне расчетной подошвы плит
ростверка между осями соседних свай, имеющих наклон в разные
стороны, или между вертикальной и наклонной сваями должно быть
не менее l,5d. ,. ,
Расстояние между осями свай с уширенной пятой в уровне их
нижних концов должны удовлетворять требованиям, установленным
для соответствующих типов свай. Так, между осями винтовых свай
это расстояние рекомендуется принимать f D 4- 0,03й + 0,15 м,
где D ’—диаметр винтовой лопасти, h — длина сваи в м. Для камуф-
летных свай обычно принимают f где D диаметр камуф-
Рис. 7.56. Схемы фундаментов с на-
клонными и вертикальными сваями
«
*4
летнего уширения.
256
Наклонные сваи в ростверках промежуточных опор мостов можно
ставить как вдоль, так и поперек оси моста. Преобладающее число
наклонных свай ставят обычно в том направлении, в котором дей-
ствует наибольшая горизонтальная сила. При этом необходимо также
учитывать и соотношение размеров опоры вдоль и поперек оси моста.
Наклон сваям придают в пределах 1 : 8 -ь 1:3. Чаще всего
иа практике применяют сваи с наклоном 1 : 4—1 : 5. Величина нак-
лона свай должна быть увязана с условиями их погружения и уст-
ройства.
После составления схемы фундамента его рассчитывают на раз-
личные сочетания нагрузок. Расчетом определяют продольные и
поперечные усилия, изгибающие моменты в сваях, а также перемеще-
ния плиты ростверка. При расчете способом, изложенным в § 27,
вычисляют давление грунта на боковую поверхность сваи.
В результате расчета устанавливают правильность назначенного
числа свай и выбранной схемы ростверка. Как и при расчете фунда-
ментов с вертикальными сваями, для этого необходимо удовлетворить
условиями (7.133), (7.134), (7.136), (7.138), (7.139), (7.141). Если эти
условия не удовлетворяются, изменяют число свай и схемы их раз-
мещения. Хотя бы одно из условий должно удовлетворяться без излиш-
них запасов. В противном случае следует уменьшить число свай
и произвести перерасчет.
Проверку прочности грунтов основания на уровне концов свай
для всего фундамента и определение его осадки производят по данным
§ 29. При этом необходимо удовлетворить условиям (1.1) и (1.2).
При расчете фундамента пользуются упрощенным методом, изло-
женным в § 25, который учитывает наличие условного защемления
свай в грунте, или более точным методом, рассмотренным в § 27, учи-
тывающим упругую работу свай и грунта. Сравнительные расчеты,
выполненные для различных фундаментов с наклонными сваями,
показали, что по обоим методам получаются практически одинако-
вые наибольшие продольные усилия в сваях.
Большая разница в значениях может получиться при определе-
нии изгибающих моментов и поперечных сил в сваях. Величины же
горизонтальных смещений верха опор получаются близкими по обоим
методам расчета. Исходя из этого для определения числа свай в фун-
даменте, составления его схемы и разработки вариантов фундамента
для технико-экономического анализа можно пользоваться более про-
стым методом расчета, рассмотренным в § 25. Для уточнения величин
изгибающих моментов и поперечных сил в сваях, а также перемеще-
ний плиты ростверка окончательный расчет целесообразно выполнять
методом, учитывающим упругую работу свай и грунта (§ 27).
Пример 7,4, Запроектировать вариант фундамента с высоким свай-
ным ростверком на буровых сваях системы Е. Л. Хлебникова под
среднюю опору четырехпролетного неразрезного моста. Длина про-
летов, примыкающих к опоре, I — 104,5 м. Размеры опоры и грунтовая
колонка указаны на рис. 7.26. Непосредственно у поверхности дна
залегает слой песчаного грунта мощностью 3,63 м. Ниже располо-
жен мощный слой полутвердой глины. Физические характеристики
9 Костерим Э. В. 257
глины: объемная масса у = 2 т/м8, коэффициент пористости в = О,
коэффициент консистенции В = 0,054, модуль деформации груя
Е = 38 МПа (387 кгс/см2).
Расчетное невыгодное сочетание нагрузок вдоль оси моста по обре
фундамента: Р = 32 000 кН (3261 тс), Тх = 962 кН; Му = 17 800 кН •
Расчеты на другие сочетания нагрузок не приводятся, Посколы
они не оказали влияния на размеры фундамента.
Обрез фундамента принимаем на отметке — 1,35 м. Отметка обре
выбрана ниже горизонта самой низкой межени и из условия, что!
при первых подвижках льда его давление воспринималось опоро
так как предполагается, что плита ростверка будет развита в план
Толщину плиты ростверка принимаем 2 м из условия обеспеч
ния необходимой заделки голов свай и развития плиты в плане. На:
лон свай принимаем 1 : 4.
Расстояние между осями крайних наклонных свай на уровн
подошвы плиты ростверка в продольном направлении определи»
из условия, чтобы при производстве работ устья соседних наклон*
ных скважин на уровне межени не накладывались друг на друга.’
Бурить скважины под сваи предполагается с поверхности островкаё
Исходя из этих соображений b = 2,8 м.
Расстояние от грани плиты ростверка до грани крайней свай
примем равным 0,4 м. Тогда ширина плиты ростверка будет равна
Ьа = 2,8 1 -J- 2,0 • 0,4 = 4,6 м.
Длину плиты примем минимальной аа = 8,6 4- 2*0,2 = 9 м.
Тогда объем плиты Va = 4,6 *9,0 *2 = 82,7 м3. Расчетный вес плиты
Gn = 82,7*2,5*9,8*1,1 = 2230 кН.
Вычислим усилия по подошве ростверка:
Р = 32 000 + 2230 = 34 230 кН; Тх = 962 кН;
Му= 178004-962*2= 19724 кН*м.
Рассмотрим вариант фундамента с диаметром ствола сваи d — 1 м
и глубиной погружения в связный грунт 25 м, считая от поверх-
ности островка. Полная длина сваи от подошвы плиты ростверка
в этом случае будет равна 21,5 м.
В первом приближении примем диаметр уширенной части сваи
D = 3 м. Нормативное сопротивление глинистого грунта на уровне
расположения уширенной пяты сваи по нормам проектирование осно-
ваний определилось величиной RB — 1385 кПа (141,2 тс/м2).
Расчетную несущую способность сваи по грунту определим по фор-
муле (7.10). Касательные составляющие по боковой поверхности ствола
сваи учтем в пределах участка над уширением высотой 12 м. Значе-
ния тн примем по табл. 7.3 с учетом коэффициента ам = 0,5 по табл. 7.4,
Расчетная несущая способность свай по грунту при Wj = 0,85,
= 1 будет равна
Рг = 0,7 * 0,85 [3,14* 0,5 (34,3 4- 47,1 4- 54,9 4- 58,8 4-
. 4-62,04-65,1)24-7,06* 1385] = 6315 кН.
258
Объем сваи (рис. 7.57) составит
Vc = 3,14-0,5a-21,54-0,15-1,8-1,5-3,14-1,8 = 22,75 м3.
Расчетный вес сваи gc = 22,75*2,4-9,81 • 1,1 = 589 кН.
Несущая способность сваи, уменьшенная на величину ее собст
венного веса,
?; = 6315-589 = 5726 кН.
Длину сжатия сваи опреде-
лим по формуле (7.32):
In — 21,5
। 0,083.2,84- 107« 0,785
“г 3,8-104 Х
4^-)] = 70,2 м.
Длина изгиба по выражению
(7.36 б) при lQ = 5,5 м и t| = 6
будет равна
1М = 5,5 4- 6 • 1 = 11,5 м.
Предварительное число свай на-
ходим по формуле (7.123). Для
этого обобщенный момент опре-
делим по выражению (7.61)
Л4°= 197244-962-0,5-11,5 =
= 25 254 кН • м.
Вычислим £ и 0 по выраже-
ниям (7.69) и найдем их произ-
ведение dm'.
70*2 1.
11,5 ~6,1’
e=4 = -iV=0'0625;
dm = 6,1 0,0625 = 0,381.
Рис. 7.57. Армирование ростверка и сваи
к примеру '.4:
а — армирование свай; б — армирование пли-
ты ростверка; в — сечение ствола сваи
Разместив сваи в два ряда, по табл. 7.13 при тх = 2 получим
ут = 0,25. Тогда
1 /ол поп 1 0,5-2,8.25254
П “5726 \34 230 0,25 • 2,8а 4-0,381 ) °*Ь'
Принимаем 8 свай. Четыре наклонные сваи поставим в продольном,
а четыре в поперечном направлении. Для того чтобы в грунте
уширения соседних свай не накладывались друг на друга, оси
9* 259
свай в плане развернем относительно осей плиты ростверк!
на 9° (рис. 7.58).
При расчете используем данные § 25. Заполняем таблицу геометри
ческих и тригонометрических характеристик (табл. 7.18).
Рис. 7.58. Расчетные
схемы фундамента к при-
меру 7.4:
а — вдоль оси моста;
б— поперек оси моста; в —
план свай на уровне подо-
швы плиты ростверка
Относительные характеристики жесткости свай определим по фор-
мулам (7.50):
р! = 7^2- = 0,01422 м->; Р^-12^6- = 0,000493 м->;
г 6*0,0625 п лллоос * 4 * 0,0625 л
р» = —и " = 0.002835; р4 =—p-g— = 0,02174 м;
pj = 0,01422 - 0,000493 = 0,01373 «г1.
Реакции от единичных перемещений найдем по выражениям (7.51):
г'ц = 0,01373 -7,764 + 8 -0,000493 = 0,1105 «г1;
4, = 0,01373 • 0,2356 + 8 • 0,000493 = 0,007179 «г1;
г'п = 0,01373 • 1,5212 - 0,002835 7,8804 = —0,001454;
г'„ = 0,01373 • 15,217 4- 2 • 0,002835 • 1,5604 +
4- 0,000493-15,684-8 0,02174 = 0,3994 м.
260
Таблица 7.18
№ свай Число свай данного номера sin cos sin* COS* Uj sin a,[ cos
1 2 3 4 Б 6 7
1 2 0,2396 0,9708 0,0574 0,9424 0,2326
2 2 0,0391 0,9993 0,0015 0,9986 0,0391
2' 2 —0,0391 0,9993 0,0015 0,9986 —0,0391
Г 2 —0,2396 0,9708 0,0574 0,9424 —0,2326
Итого . . . 7,8804 0,2356 7,7640
Продолжение табл. 7.18
№ свай Xp M X/, M* xi sin o^, м x* cos м x^ sin cos a*. м X* COS* OCp M*
8 9 10 11 12 13
1 1,4 1,96 0,3354 1,3591 0,3256 1,8471
2 1,4 1,96 0,0547 1,4 0,0547 1,9572
2' -1,4 1,96 0,0547 -1,4 0,0547 1,9572
1* -1,4 1,96 0,3354 —1,3591 0,3256 1,8471
Итого . . . 15,68 1,5604 1,5212 15,2172
Расчетные коэффициенты находим по выражениям (7.57):
Д2 = 0,3994 • 0,007179 - (—0,001454)2 = 0,002865;
е? = 0,1105 ~ 9’05 м» е8 ~ 0,002865 ~ 1м;
-0,001454 _ п _ 0,007179
0,002865 ~ и,оио, е10— 0.002865
= 2,505 м1.
Приведенные перемещения определяем, пользуясь табл. 7.19.
Таблица 7.19
№ схем нагрузок кН * м кН • м кН е.Гх, кН s* «= е?Р, кН * м и' = (2) - (3), кН * м (О' = (4) - (5), кН
1 2 3 4 5 6 7 8
1 134 000 —10 020 49 400 —489 310 000 144 020 49 889
Продольные усилия, моменты и поперечные силы в сваях опре-
деляем, используя табл. 7.20.
261
Та блица 7.20
№ схем № свай s' cos ab кН • м и' sin кН • м со'х^ cos аь кН • м (3) + (4) + + кН *м л\=р; (в). кН «' sin a/t кН • м и' COS кН «м
1 2 3 4 5 6 7 8 9
1 1 301 000 34 530 67 700 403 230 5735 74 200 139 800
2 310 000 5 640 69 700 385 340 5480 12 110 144 000
2Z 310 000 —5 640 69 700 234 660 3340 —12 110 144 000
1' 301 000 —34 530 67 700 198 770 2830 —74 200 139 800
Продолжение табл. 7.20
№ схем Л’» свай 2 X м а с "(Л •ш н э (9)-(8)-(10), кН • м Р' (И). кН • м О 2 X а: Э ч * О. М® = (12) - (13), кН • м Р' (U). кН Нк Н« *(91) — (SI) = 0.5 (13), кН • м м£= (14) + (18), кН • м
10 11 12 13 14 15 16 17 18 19
1 1 16 750 48 850 138 1085 —947 24,0 141,4 —117,4 542 —405
2 2 730 129 160 367 1085 —718 63,7 141,4 —77,7 542 —176
2Z 2 730 153 380 435 1085 —650 75,4 141,4 —66,0 542 —108
И 16 750 197 250 560 1085 —525 97,2 141,4 —44,2 542 17
Для проверки расчетов заполняем данные в табл. 7.21.
Таблица 7.21
№ схем № свай Число свай дан- ного номера И» N cos ctp кН N- sin кН cos кН • м mJ, kh . м X •M O’ sin a., кН Qi cos af, кН Qtxt sin ab кН • м
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
1 1 2 5735 5560 1372 7790 —947 — 117,5 —28,1 — 114 —39,4
2 2 5480 5480 214 7690 —718 —77,7 —3,0 —77,7 —4.2
2Z 2 3340 3340 —131 —4680 —650 -66,a 2,6 —66,0 —3,6
lz 2 2830 2750 —679 —3850 —525 —44,2 10,6 —42.7 —14,8
8 34 260 1552 13 900 —5680 —35,8 —600,8 -124
Проверки: 1) по вертикальной силе Р == 34 230 кН
S - 2'ю = 34 2604-35,8 = 34 295,8 кН.
Разница составляет 100 (34 295,8—34 230) /34 230 — 4-0,2%;
2) по моменту Му = 19 724 кН-м
S-S~S;a==139004-56804-124=-19704 кН-м.
262
Разница составит 100 (19 704—19 724) /19 724 = —0,1%;
3) по горизонтальной силе Тх = 962 кН
S + 1552-600,8 = 951,2 кН.
Разница составит 100 (951,2—962) /962 = —1,1%.
Далее проверим, выполняется ли условие (7.133). По табл. 7.20
наибольшее усилие в свае 1 равно
= 5735 кН > 5726 кН.
Перегрузка составит 100 (5735—5726) /5726 = 0,15%.
Определим горизонтальное смещение верха опоры по формуле (7.53).
Модуль деформации для бетона марки 250 Еб = 2,84-107 кПа. Рас-
стояние от подошвы плиты ростверка до верха опоры Ло = 16,23 м.
Тогда
«»=п-7« ом (144020+16,23 49889) =0,0427 м = 4,27 см.
v,/oO • • Iv •
Проверяем выполнение условия (7.141):
и!р = 0,5/1043=5,1 см; u„<uSp; 4,27<5,1 см.
Определяем несущую способность свай по прочности материала
ствола. Бетон свай принят марки 250, рабочая арматура -— периоди-
ческого профиля из Ст5. Назначаем продольную арматуру 24 стержня
d ~ 28 мм, площадью сечения 147,8 см2; р = 1,88%.
Для принятого сечения (см. рис. 7.57) и материала сваи /?а =
= 235 000 кПа; /?и = 12 250 кПа; /?пр = 9810 кПа; га = 39 см;
ас = 11 см.
Расчетная длина сваи на продольный изгиб 1р = 0,5 1и = 0,5 X
X 11,5 = 5,75 м. Определяем коэффициент фи для сваи 1 по формуле
(7.20). Для этого находим
N, = .У-3.14^84^ = 292 О(Ю кН.
Подставив это значение, получим
= “ 5735 = 1 >02.
292 000
Подставим значения приведенных выше величин в уравнение (7.25)
и решим его относительно эксцентриситета:
________sin3 д/0,281 sin <pz_
0 1,76ф' —1,02 sin ф'cos ф' —1,16 *
Из этого выражения определим е0, которое соответствует гра-
ничному значению угла ср' = 95°:
, _ 0.99628 4-0,281 • 0,9962 n
1,760-1,6584-1.02.0,9962.0,0872-1,160 м*
263
Если эксцентриситеты в сваях будут меньше еб = 0,685 м, то полу-
чатся случаи внецентренного сжатия с малыми эксцентриситетами.
Эксцентриситет в свае 1
е0 = -F7QK- = 0,165 <0,685 м.
О/00
Таким образом получили случай внецентренного сжатия с малыми
эксцентриситетами. Несущую способность сваи по прочности ствола
определяем по формуле (7.24):
0,85 (9810 • 0,786 + 0,67.0,01478 • 235 000)
0,165
Л 0,39
1,02
Недогрузка по стволу составит
5920 - 5735
§735
= 5920 кН > 5735 кН.
100 = 3,2%.
Условие (7.136) удовлетворяется. Как показали расчеты, оно
удовлетворяется и для всех остальных свай.
Для устройства плиты ростверка принимаем бетон марки 200
/?пр = 7650 кПа. Определяем напряжения от наибольшего давления,
передаваемого бетону плиты ростверка сваями
а = = 7300 кПа <1,3- 7650 кПа.
и,/во
Повышения марки бетона плиты ростверка и постановки допол-
нительных сеток над головами свай не требуется.
Плиту ростверка армируем конструктивно (см. рис. 7.57). В каж-
дом направлении принимаем 4 стержня d = 24 мм на 1 м Га = 18,1 см1.
Арматура — периодического профиля из ВСт.5.
Принимаем отметку низа арматурного каркаса сваи на 4,5 м ниже
уровня условной заделки „Общая длина каркаса с учетом его заделки
в плиту ростверка на 1,3 м будет равна
/к= 11,54-1,34-4,5= 17,3 м.
Спиральную арматуру каркаса принимаем d = 8 мм; шаг спи-
рали — 150 мм.
Выполним проверочный расчет фундамента уточненным спосо-
бом с учетом упругой работы грунта и свай.
Коэффициент пропорциональности для верхней части слоя глины
щд = 8500 кН/м4.
Расчетный диаметр сваи по формуле (7.78) будет
dp = 0,9 (1,5-14-0,5) = 1,8 м.
Момент инерции поперечного сечения ствола сваи
/ = 3,14-14/64 = 0.04909 м4.
264
Коэффициент деформации определяем по выражению (7.81):
,5/ 8500-1,8 п .
ад — У 2,84 • 107 • 0,04909 ~ *
Приведенная глубина погружения до уровня уширений составит
h = алИ = 0,405 • 13,06 = 5,3.
Поскольку h > 4, способ заделки нижнего конца сваи практи-
чески не влияет на результаты расчета. Значения функций влияния
примем для 2 = 4, как для свободного конца по приложению IX.
Тогда перемещения по формулам (7.91) будут равны
= 0,405 • 2,84 -107 • 0,04909 1 ’75053 =
= 0,405-1,3942 1 и- 1 •75058 = З.Ю0384 -10-«1/кН• м;
= о,4О5»-1?3942.|О. 1 -6210 = 7’08862'10'’ 1 /кН=
®rr= 0,405s -1,3942 • 10е 2-44060 = 2,63524 • 10“* м/кН.
Определим перемещения свободного конца сваи на уровне подошвы
плиты по выражениям (7.97) при /0 = 5,5 м:
«1 = зЛ7зтЙпог+3-10038 • 10-‘' 5-5‘ +
+ 7,08862 10-в • 2 • 5,5 + 2,63524 • 1Q-’ = 2,37893 • 10-4 м/кН;
62 - TW^-iTS- + 3.10038 • 10-* = 7,04542 • 1 О’» 1 /кН • м;
6, = ^у^^т^ + 3,10038.Ю-»-5,5 + 7,08862-10-« -
= 3,49896-10-’ 1/кН.
Характеристики жесткости свай вычислим по первой формуле
(7.38) и по формулам (7.98)—(7.101):
2,84.107 • 0,7853 „ . . Лй u .
Pi “ ----70^-----= 3’17700 *10 кН/м;
7,04542-10“®
Р2 ~ 2,37893 - 7,04542 • 10"™—3,49896s -10"10 я
= WT^=1-55946-104 кН/м;
p.=W^=77W73'10,kH;
2,37893-10 ® е осссп ins -.-т*
Р4 ~ 4,51785-10-10 “ 5,26562 -10 кН • м;
р0 = 3,17700-105- 1,55946-104 = 3,02105 -10* кН/м,
Дальнейший расчет ведем аналогично расчету упрощенным спо-
собом.
265
Реакции от единичных перемещений определим по выражениям
(7.39) — (7.44) с использованием данных табл. 7.18:
гп = 3,02105 -10е- 7,7640 + 8 1,55946 10* = 2,47030 10е кН/м;
ги = 3,02105-10* 0,2356 + 8-1,55946-10*= 1,95933-10* кН/м; "
г,з = 3,02105-10* • 1,5212 - 7,74473-.10*-7,8804 = —1,50753-10* кН;
Гзз = 3,02105-10*-15,2172 + 2-7,74473-10*-1,5604 +
+ 5,26562-10*-8+1,55946-10*-15,68 = 9,29591 • 10* кН-м.
Расчетные коэффициенты найдем по выражениям (7.57):
Д, = 1,95933 • 10* • 9,29591 • 10* - 1,50753s • 101» = 1,79865 • 10ls кН’;
g?== 2Л7030* 10« =4>053496,10~7 М/кН;
f8 1,79865-1018 5,16827-10 м/кН;
е* ° = -8,38148 -10 » 1/кН;
е,о = =1 -08933'10-7 1 АкН ' м>-
Перемещения плиты ростверка определим путем заполнения
табл. 7.22.
Таблица 7.22
Хе схем нагрузок е.Тх, м м ВщМ у s = e7P, м и=(2)-(3), м <о = (4)—(5)
1 2 3 4 5 6 7 8
1 4,9719 - 10-» -1,6532- 10-« 2.i486- 10-« ’-8,063-10-» 1,3875-10-» 6,625 - 10-» 2,2292 - 10-»
Усилия и моменты в сваях вычисляются путем заполнения табл. 7.9.
Правильность расчетов устанавливается по табл. 7.10 и выраже-
ниям (7.54).
Не приводя здесь этих подробных вычислений, ограничимся опре-
делением главных расчетных величин, определяющих размеры фунда-
мента. Наибольшее усилие в свае 1 по формуле (7.46) будет равно
#макс = (1,3875 • io-2 - 0,9708 4-6,625 Ю3 - 0,2396 + 2,2292 • 10 3 X
X 1,3592) 3,177-10б = 5746,3 кН.
Момент в голове сваи 1 вычисляем по формуле (7.47):
Л4« = (6,625 10-3 - 0,9708 - 1,3875 -10 2 - 0,2396 -
- 2>2292 • 10-3 • 0,3354) 7,7447 -104 - 2,2292 • 10~3 - 5,26562 - 10б =
= 2,3595-10 3-7,7447-104-
- 2,2292 -10-3 - 5,26562 • 103 = —991,1 кН - м.
266
Поперечная сила в свае 1 по формуле (7.48) будет равна
QB = 2,3595 • 10 3 • 1,55946 • 104 - 2,2292 • 10 s х
X 7,74473 • 104 = —135,8 кН.
Горизонтальное смещение верха опоры определим по формуле (2.1):
ив = 0,663 4- 2,2292 • 10-3 • 1623 = 4,28 см.
Сопоставив эти данные с результатами упрощенного расчета,
увидим, что наибольшие усилия в сваях, полученные обоими методами,
практически совпадают: разница составляет всего 0,2%. Горизон-
тальные смещения верха опоры получились также одинаковые.
Несколько большие значения по уточненному методу получились
для момента и поперечной силы в голове сваи: разница в значениях
моментов составляет 4,4%, а поперечных сил— 13,4%.
ГЛАВА 8
ПОСТРОЙКА СВАЙНЫХ
И СТОЛБЧАТЫХ ФУНДАМЕНТОВ
§ 31. ПОГРУЖЕНИЕ СВАЙ ПУТЕМ ЗАБИВКИ
Основное оборудование и его выбор. Сваи забивают свайными
молотами, используя—копры или краны и направляющие каркасы.
Для паровоздушных молотов необходимо также силовое оборудова-
ние в виде компрессоров или паровых котлов.
Молоты. Простейшим типом является подвесной молот (рис.
8.1, а), который представляет собой металлическую отливку массой
от 0,25 до 4,0 т. Молот имеет направляющие, которыми он скользит
по стрелам копра. Поднимается молот лебедкой, установленной
на копре или кране. Высота подъема подвесных молотов составляет
1,5—3,0 м. Число ударов молота 10—18 в 1 мин.
Подвесные молоты просты по конструкции, но производительность
их невысока. Поэтому применяют такие молоты при небольшом объеме
работ, когда невыгодно использовать более совершенное оборудова-
ние.
Паровоздушные молоты одиночного действия имеют большую
производительность, чем подвесные. Число ударов молота одиночного
действия в зависимости от его конструкции составляет от 30 до 50 уда-
ров в 1 мин. В отечественном строительстве распространены молоты,
у которых ударной частью является цилиндр (рис. 8.1, г).
Масса ударной части молотов колеблется в пределах от 1800 до
8000 кг. В молотах одиночного действия энергия сжатого воздуха
или пара расходуется только на подъем цилиндра. Цилиндр падает
под действием собственного веса. Молоты одиночного действия на-
дежны в работе.
В паровоздушных молотах двойного действия энергия сжатого
зоздуха или пара используется не только для подъема ударной части
^поршня), но и создает дополнительное давление на нее при падении
?а счет автоматического поступления пара или воздуха (рис. 8.1, д).
Благодаря этому возрастает энергия удара и увеличивается число
/даров в единицу времени, которое в этих молотах колеблется в пре-
делах от 90 до 300 в 1 мин.
Молоты двойного действия обладают большой производитель-
юстью. Они могут работать без специальных направляющих устройств,
ак как в нижней части имеют захваты, которыми крепятся к голове
:ваи. Благодаря этому молоты двойного действия применяют и при
фановой бойке свай. Герметично закрытые эти молоты могут работать
68
под водой. Изготовлявшиеся до последнего времени типы молотов
двойного действия имеют небольшую энергию удара, поэтому их можно
применять для забивки только легких свай и шпунта.
Рис. 8.1. Схема молотов для забивки свай
Паровоздушными молотами одиночного и двойного действия можно
забивать сваи с наклоном до 1:1.
269
Для забивки свай используют также дизель-молоты. По конструк-
ции различают штанговые (рис.8.1, б) и трубчатые дизель-молоты
(рис. 8.1, в). В штанговом молоте ударной частью является массив-
ный цилиндр, а в трубчатом — массивный поршень.
Дизельные молоты работают по принципу двухтактного дизель-
ного двигателя. Число ударов таких молотов колеблется в пределах
)т 43 до 60 в 1 мин.
Большое преимущество дизель-молотов по сравнению с паро-
воздушными состоит в том, что для их работы не нужны компрес-
:оры и паровые котлы, что значительно упрощает и удешевляет ра-
боты. Однако дизель-молоты плохо работают в начальный момент
юйки, когда сопротивление грунта погружению свай невелико или
огда сваи погружают в грунты с низкой несущей способностью.
1 этих случаях вследствие недостаточной компрессии горючая смесь
е воспламеняется, и сваю приходится погружать, используя дизель-
юлот как обычный подвесной, что резко снижает темпы работ.
Дизельными трубчатыми молотами можно забивать сваи с накло-
ом до 1 : 3, а штанговыми — с наклоном до 1 : 4. Основные харак-
гристики молотов приведены в приложении XI. Там же указана при-
ерная длина погружаемых свай тем или иным молотом.
Тип молота выбирают с учетом энергии его удара. Необходимую
чя погружения сваи энергию удара в зависимости от сопротивления
эунта приближенно можно определить по эмпирической формуле
3 = 25Рпр, (8.1)
(.е Э — энергия удара молота, Дж; Рпр— предельная нагрузка
1 сваю, кН, обусловленная сопротивлением грунта (§ 23).
Выбранный тип молота проверяют по коэффициенту применимости
(я свай данной массы:
к; = Л4"+т<: 9,81, (8.2)
е Л4М -— полная масса молота, кг; mz <— масса сваи, подбабка и наго-
вника; <9П — энергия удара данного молота, принимаемая по его
спорту, Дж.
Максимальные значения К'э в зависимости от материала свай
азаны в табл. 8.1.
Таблица 8.1
Тип молота Дерево Сталь Железобетон
1войного действия и трубчатый ди- 5,0 5,5 6,0
ь-молот
)диночного действия и штанговый ди- 3,5 4,0 5,0
ь-молот
Тодвесной молот 2,0 2,5 3,0
Рис. 8.2. Схема унифициро-
ванной конструкции копров
С-955, С-908, СП-55 и СП-56:
/ — базовая ходовая тележ-
ка; 2 — поворотная платформа;
3 — контргруз; 4 — гидроци-
линдр наклона стрелы; 5 — па-
раллелограммо-шарнирное уст-
ройство; 6 — гидроцилиндр вы-
движения стрелы; 7 — головка
стрелы; 8 — копровая стрела;
9 — рельсовый путь
При забивке- стального шпунта и свай из 'Двутавровых балок,
а также при подмыве для любых свай значения коэффициента Кэ,
указанные в табл. 8.1, можно увеличить в 1,5—2 раза.
Выбранный тип молота нужно проверить на расчетный отказ.
Величина погружения сваи от контрольного залога должна быть
не менее 2 см. Число ударов в контрольном залоге назначают по дан-
ным § 23.
Копры. Копром называют специаль-
ную конструкцию, предназначенную для
направления движения сваи и молота
в процессе погружения, а также для
подъема сваи и установки ее на место
погружения. В верхней части копра имеют-
ся блоки для тросов, из которых один
служит для подъема и опускания мо-
лота, а другой для подъема и установки
сваи.
В зависимости от конструкции ходо-
вого оборудования базовой машины раз-
личают копры рельсовые и навесные.
Выпускают также копровое оборудование
для экскаваторов и кранов в виде навес-
ных и подвесных копровых стрел.
Характеристики современных рельсо-
вых копров, применяемых в СССР, ука-
заны в приложении XII, а навесных коп-
ров и копрового оборудования — в прило-
жении XIII.
Из рельсовых копров наиболее совер-
шенны универсальные полноповоротные
самоходные копры (рис. 8.2). Такие копры
обеспечивают забивку как вертикальных,
так и наклонных свай большой длины.
Значительный вылет копровой стрелы, воз-
можность его изменения и полная поворот -
ность копра позволяют обслуживать при
одном положении рельсовых путей большую площадь свайного поля.
Имеются полноповоротные копры, предназначенные только для
погружения вертикальных свай (рис. 8.3). В отличие от универсальных
на таких копрах нельзя изменять вылет копровой стрелы. Полно-
поворотные рельсовые копры обычно используют для забивки свай
паровоздушными молотами одиночного действия и трубчатыми дизель-
ными молотами.
Копры на неповоротных тележках (рис. 8.4) применяют для погру-
жения вертикальных и наклонных свай, расположенных в плане
линейно, на значительную протяженность. При использовании таких
копров на многорядном свайном поле приходится более часто делать
рихтовку рельсовых путей (на каждый ряд свай), чем при работе
поворотных копров. Копры СП-46 и С-1006 используют с паровоз-
271
ДуШНЫМИ молотами одиночного действия и дизельными (штйнго
и трубчатыми).
Копры С-427-429 (рис. 8.5) предназначены для вертикальи
забивки свай штанговыми дизельными молотами. Их часто испол
зуют в строительных
копров на различных
(8.3)
3 — паро-
8 7
Рис. 8.3. Копер КП-20:
/ — направляющая стрела; 2 — свая;
воздушный молот, 4 — кабина; 5 — противовес,
6 — подкрановый путь; 7 — ходовая тележка; 8 —
поворотная платформа
организациях для создания мобильн
базах. Промышленность в настоящее врем
эти копры не выпуска
Копры навесного ти
(рис. 8.6) устраивают на ба
тракторов, автомобилей
экскаваторов. Они облада
большой маневренностью, га
зволяя забивать как верти
кальные, так и наклони
сваи. Наибольшая длина по!
гружаемых свай у этих ко
ров меньше, чем у универ
сальных рельсовых, и обычно
она колеблется в пределах
8—12 м (иногда до 16 м).
Копровые стрелы, наве-
шиваемые на экскаваторы и
краны, обеспечивают забив-
ку нескольких свай с одной
стоянки машины. Исполь-
зуют как навесные (рис. 8.7),
так и подвесные стрелы.
Подобные установки также
обладают большой маневрен-
ностью. При использовании .
навесных стрел, в отличие
от подвесных, не требуется
специальных опорных уст-
ройств для опирания на
грунт.
Тип копра выбирают после
выбора молота в зависимости
от длины погружаемой сваи, направления ее забивки, массы сваи
и массы применяемого молота.
Полезная высота копра Нк должна удовлетворять условию
^к^= ^с4-^к>
где 1С«— монтажная длина сваи; Як <— запас высоты, принимаемый
не менее 0,5 м.
Если сваи забивают после отрывки котлована или на местности,
покрытой водой, то потребную полезную высоту копра можно умень-
шить на величину глубины котлована или глубины воды. Помимо
необходимой высоты копер должен иметь грузоподъемность, доста-
272
точную для подъема молота и сван заданной массы. В противном
случае для установки свай под копер приходится применять краны.
При выборе типа копра следует также учитывать направление погру-
жаемых свай. Для забивки наклонных свай конструкция копра
должна обеспечивать требуемый наклон стрелы.
Данные о полезной высоте копров, их грузоподъемности и о воз-
можных углах наклона стрелы, необходимые для выбора копров,
приведены в приложениях ХИ и XIII.
Рис. 8.5. Копер С-429:
/ — платформа; 2 — каток;
3 — дополнительная направля-
ющая; 4 — стрела; 5 и 6 —
подвески; 7 — головка; 8 — фер-
ма; 9 — лебедка; 10 — контр-
груз
б
8
Рис. 8.4. Копер СП-46
(С-532):
/ — ходовая тележка; 2 — вы-
движная рама; 3 —контргруз;
4 - гидроцилиндр наклона;
5 — копровая стрела; 6 — го-
ловка стрелы; 7 — направля-
ющие; 8 — рельсовый путь
Краны. Для забивки свай можно использовать передвижные
и стационарные краны различных систем. При работе с молотами двой-
ного действия, которые крепят к голове сваи, кран служит для уста-
новки свай на место забивки и перестановки молота с одной сваи
на другую.
Заданное направление погружения сваи обеспечивается специаль-
ными направляющими каркасами (рис. 8.8, а). Размеры стрелы
крана должны быть достаточны для погружения всех свай заданной
длины. *
Грузоподъемность крана подбирают по массе сваи или массе мо-
лота в зависимости от того, что больше. В этом случае сначала уста-
273
навливают в каркас сваю, а-затем на нее молот. Если сваи устана
ливают вместе с молотом, то грузоподъемность крана должна бы
не менее суммарной массы сваи и молота.
При работе с молотами одиночного действия используют коротк
направляющие стрелы, свободно подвешенные к крюку крана и сс
Рис. 8.6. Копер С-860:
1 — копровая стрела; 2 — направляющие;
3 — опорная стрела; 4 — устройство для
подъема сваи; 5 — наголовник; 6 — молот;
7 — поворотная головка стрелы; 8 — экс-
каватор; 9 — контргруз
Рис. 8.7. Схема конструкции
сменной навесной копровой
стрелы на экскаватор:
/ — рабочий канат; 2 — крано-
вая стрела; 3 — навесная коп-
ровая стрела; 4 — экскаватор;
5 — телескопическая распорка;
6 — молот
диненные с головой сваи. Эти стрелы обеспечивают работу молота.
Заданное направление свае придается, как и в предыдущем случае,
направляющим каркасом.
Для таких молотов применяют также длинные направляющие
стрелы, устанавливаемые около забиваемой сваи на расчалках (рис.
8.8, б). Стрела направляет движение молота и сваи; кран в этом слу-
чае обеспечивает установку молота и направляющей стрелы. Такой
метод забивки неудобен тем, что много времени тратится на пере-
становки направляющей стрелы от сваи к свае.
274
Направляющие каркасы. Такие каркасы чаще всего
л< лают сборно-разборные из универсальных инвентарных металличе-
ских конструкций (например, типа УИК-М *).
Каркас обычно представляет собой две горизонтальные рамы
с ячейками в них для свободного перемещения свай. Расстояние
между рамами по высоте принимают ’1^—Ч5 от длины погружаемой
сваи. Рамы соединяют между собой стойками с раскосами, обеспечи-
вающими пространственную жесткость всему каркасу. В ячейках
по высоте каркаса укладывают направляющие брусья, облегчающие
установку и погружение сваи.
Рис. 8.8. Схемы забивки свай с применением кранов:
/ — направляющий каркас; 2 — сваи, забиваемые в первую оче-
редь, для крепления каркаса; 3 — молот; 4 — погружаемая
свая
Помимо основного назначения каркас можно использовать как
распорную конструкцию ограждения котлована, а также для уст-
ройства рабочих подмостей над котлованом. Изменением взаимного
расположения верхних и нижних ячеек каркаса можно обеспечить
погружение как вертикальных, так и наклонных свай.
Направляющие каркасы применяют при крановой бойке на суше
и на местности, покрытой водой. В последнем случае направляющие
каркасы используют и при копровой бойке для обеспечения точного
проектного положения свай — они выполняют роль шаблонов. В пос-
леднем случае можно применять облегченные плоские каркасы с ячей-
ками, расположенными в одном уровне.
Организация работ по забивке свай при помощи копров на мест-
ности, не покрытой водой. При использовании копровых «установок
можно применять различные способы забивки свай.
* Описание конструкций УИК-М приведено, например, в справочнике «Строи-
тельство мостов и труб» (М., «Транспорт», 1975).
275
Забивка свай с поверхности грунта до о
рывки котлована (рис. 8.9, а). В этом случае забив!
сваи ниже поверхности грунта на требуемую глубину с испо
Рис. 8.9. Способы забивки свай на местности, не покрытой водой:
/ — свая; 2 — копер; 3 — молот; 4 — подбабок; S — рельсовые пути
зованием подбабка, который представляет собой съемную надставку,
извлекаемую из грунта после забивки сваи.
После погружения всех свай отрывают котлован, устанавливают
крепления, ведут водоотлив и бетонируют ростверк. При этом методе
276
не требуются подмости под копер, что является его большим пре-
имуществом по сравнению с другими способами. Кроме того, значи-
тельно сокращается продолжительность водоотлива, так как в про-
цессе забивки свай его производить не нужно. Все это снижает стои-
мость производства работ.
Использование съемного подбабка для забивки свай снижает
силу удара молота, что следует учитывать при выборе типа молота.
При погружении свай-оболочек вместо подбабка можно использовать
удлиненные сваи, концы которых выступают над поверхностью грунта.
Железобетонную оболочку удлиняют путем установки дополнитель-
ной секции, которую удаляют после отрывки котлована и используют
на других фундаментах. При использовании металлической оболочки
верхнюю часть ее после отрывки котлована срезают. При использо-
вании подбабка грунт разрабатывают до отметки голов свай меха-
низированным путем с помощью землеройных машин.
Если сваи расположены очень часто, то грунт приходится доби-
рать средствами малой механизации или вручную. Правда, толщина
этого грунта невелика— обычно она равна величине заделки голов
свай в плиту ростверка. В случае редкого расположения свай раз-
рабатывать грунт можно механизированным путем на всю глубину
(например, с использованием грейферов).
Подводную разработку грунта с помощью эрлифтов и гидроэле-
ваторов можно выполнять на полную глубину котлована. В этом
случае водоотлив ведут только на время устройства плиты рост-
верка.
Поверхность грунта на участке устройства фундамента должна
быть спланирована перед установкой путей для копра. По мере за-
бивки свай пути копра рихтуют. Положение осей путей копра по отно-
шению к фундаменту нужно выбирать с таким расчетом, чтобы число
рихтовок было минимальным. С этой целью особенно целесообразно
использовать полноповоротные универсальные копры, когда при
одном положении оси пути можно забить несколько рядов свай. При
этом забивать сваи можно не только вне рельсовой колеи, но и вну-
три ее.
Погружение свай с поверхности дна кот-
лована. Этот метод отличается от предыдущего тем, что сваи за-
бивают после разработки котлована и в процессе погружения их тре-
буется вести водоотлив. Копер опускают в котлован или монтируют
непосредственно в нем. Перемещается он так же, как и в предыдущем
случае.
Размеры котлована должны быть достаточными, чтобы обеспечи-
вать движение копра и забивку всех свай. Для погружения угловых
свай размеры котлована приходится увеличивать, что приводит
к возрастанию объемов земляных работ. Вообще этот метод приме-
ним при значительных размерах котлованов, например при постройке
промышленных и гражданских сооружений, и целесообразен при
отсутствии грунтовых вод. В мостовом строительстве его почти не при-
меняют ввиду небольших размеров котлованов, исключающих спуск
в них копров, и значительного притока грунтовых вод.
277
Забивка свай с временных подмостей, уст*4
новленных внутри котлована (рис. 8.9, б). На у
ройство подмостей требуются дополнительные затраты времени и
териалов, что является недостатком этого метода. По мере забив
свай подмости можно разбирать. При таком методе трудно дост
высокой производительности работы копра.
Забивка свай копром, установленным
передвижном мосту (рис. 8.9, в). Передвижной мост мо
перемещать вдоль котлована по рельсовому пути, уложенному по
стороны котлована. Копер же может перемещаться в поперечнсй
направлении по рельсовому пути, уложенному на подвижном мостЛ
Это позволяет быстро и точно установить копер над любой точкой
котлована. Подобный способ особенно выгоден при небольшой ширин!
котлована и значительной его длине. .л
Передвижной мост, являющийся инвентарным оборудование!]
строящей организации, можно использовать многократно. Этот метол
забивки обеспечивает наиболее высокую производительность работ
по сравнению с остальными. Передвижной мост обычно изготовляю!
из пакетов двутавровых балок. Перемещать мост можно натяжением
троса с помощью лебедок и анкерных блоков, установленных на пои
верхности грунта спереди и сзади котлована. Для этого можно исполья
зовать также дополнительную лебедку, установленную на самом копре.
Если копер не самоходный, то для его перемещения устанавливаю®
лебедку на подвижном мосту или на самом копре. ;
Забивка свай при помощи кранов. При работе’
с молотами двойного действия и применении направляющих карка-
сов порядок выполнения работ с использованием кранов описан ниже*
В котлован устанавливают с помощью крана направляющий каркас^
собранный предварительно на бровке.
Если масса каркаса превышает грузоподъемность крана, каркас
в котлован можно опускать блоками или его сборку полностью вести
в котловане. Затем в угловые ячейки каркаса вставляют четыре сваи
и забивают их на достаточную глубину в грунт. К этим сваям крепят
каркас. После этого краном в ячейки каркаса вставляют все сваи
или их группу.
Переставляя молот с одной сваи на другую, поочередно погру-
жают их до тех пор, пока головы свай не будут немного выступать
над каркасом. Дальнейшему погружению свай будет мешать каркас.
Поэтому его разбирают и добивают сваи до проектной отметки. До-
бивку можно исключить, если применять удлиненные сваи со съем-
ным верхним звеном.
Способ одновременной установки большой группы свай с послед
дующей их забивкой исключает ряд вспомогательных операций, неиз-
бежных при последовательной, поочередной установке и забивке
свай.
Рассмотренный метод можно применять для забивки свай до раз-
работки котлована. В последнем случае каркас собирают на поверх-
ности грунта. Последовательность работ сохраняется та же, как и в пре?
дыдущем случае. После разборки каркаса сваи добивают или приме-
278
ня ют удлиненные сваи, верхняя часть которых удаляется после от-
рывки котлована. *
При использовании навесных копров и экскаваторов (кранов),
оборудованных копровыми стрелами, забивать сваи можно как до
отрывки котлована, так и после завершения земляных работ. В первом
случае порядок работ будет такой же, что и при забивке свай копрами.
Использование этих машин вместо копра имеет то преимущество, что
исключаются устройство путей для копра и их рихтовка. Во втором
случае сваи забивают с бровки котлована, вдоль которой перемещается
навесной копер или кран, оборудованный выдвижной направляющей
стрелой, которая обеспечивает забивку свай ниже поверхности грунта.
Использование навесных копров или экскаваторов с копровыми
стрелами по сравнению с рельсовыми копрами в последнем случае
имеет то преимущество, что
не требуется устанавливать а) б) б)
подмости внутри котлована ?
или применять подвижные |
мостики. j
Кран или экскаватор мож-
но использовать не только для <
погружения свай, но и для
экскавации грунта с помощью
сменного оборудования, уста-
новки креплений, подачи опа-
лубки, арматуры, бетона и
других материалов и обору-
дования.
Последователь-
ность забивки свай
нужно выбрать такую, чтобы Рис- 8-Ю- Последовательность забивки свай
обеспечить минимум непроиз-
водительных затрат времени на перемещение путей для копра,
на перемещение копра или крана, на изменение наклона стрелы
копра или крана, на установку копра над местом забивки. В этом
отношении удобна рядовая забивка свай, когда их погружают
последовательно ряд за рядом, начиная с крайнего и кончая край-
ним (рис. 8.10, а).
Если в фундаменте вертикальные сваи чередуются с наклонными,
то целесообразнее сначала забить вертикальные сваи, а затем, придав
стреле копра наклонное положение, погружать наклонные. При за-
бивке краном с использованием направляющих каркасов вертикаль-
ные и наклонные сваи можно забивать подряд.
Практикой свайных работ установлено, что при значительном
числе свай в фундаменте и небольших расстояниях между ними после-
довательность их погружения существенно влияет на характер уплот-
нения грунта между сваями и на вид деформации поверхности грунта.
При рядовой забивке свай грунт отжимается вперед по ходу бойки.
Грунт уплотняется неравномерно и, кроме того, происходит пучение
его поверхности. Профиль выпученного грунта обычно оказывается
279
односторонне приподнятым. Наибольшее пучение наблюдается у рядов
свай, забиваемых последними. I
При забивке свай концентрическими рядами от краев к центр]!
(рис. 8.10, б) грунт в середине настолько уплотняется, что забивка
последних центральных свай на требуемую глубину становится частя
невозможной. Во избежание этого при большом числе свай необхоч
димо забивать сваи от центра к краям (рис. 8.10, в). Может оказаться
также целесообразным применить секционный порядок забивки!
(рис. 8.10, г). В последнем случае вначале забивают несколько рядок
свай на значительном расстоянии друг от друга, а затем забивают сваи]
в образовавшиеся ячейки. J
При малом числе свай, а также в случае значительных расстояний!
между их осями />(4—5) d последовательность забивки мало
влияет на характер деформации грунта между сваями. В этик
случаях ее нужно устанавливать исходя из удобства производства!
работ. I
Забивка свай на местности, покрытой водой. Метод погру-
жения свай с поверхности островка или п о-
луостровка чаще всего используют при небольшой глубине'
воды и невысоких скоростях течения, исключающих размыв грунтовых
откосов островка. Порядок работы в этом случае можно при-
нять такой же, что и при забивке свай на местностиг не покрытой
водой.
Островок устраивают обычно путем намыва грунта средствами
гидромеханизации. Полуостровок можно устроить путем отсыпки
грунта с берега. Островок используют не только для погружения
свай, но и для выполнения всех остальных работ по устройству фунда-
мента.
При значительной глубине воды и больших скоростях течения от-
косы островка необходимо укреплять, что увеличивает его стоимость
и усложняет производство работ. В этом случае более целесообраз-
ными могут оказаться другие рассматриваемые ниже методы.
Забивка свай с подмостей. Этот метод обычно исполь-
зуют при глубине воды, не превышающей 5—6 м. Вокруг фундамента
устраивают временные подмости на деревянных или на инвентарных
металлических винтовых сваях. На подмостях укладывают рельсо-
вые пути для передвижного моста, на который устанавливают копер.
При крановой бойке подмости служат для установки на них крана.
Подмости около каждой опоры можно соединить между собой времен-
ным рабочим мостом, устраиваемым параллельно оси строящегося
моста.
Временный мост используют для перемещения материалов, обо-
рудования и рабочих. По нему также перемещается копер или кран
от опоры к опоре. Наличие подмостей обеспечивает возможность по-
гружения свай независимо от колебаний уровня воды и степени волне-
ния акватории.
На рис. 8.11 показан пример организации работ по забивке ди-
зель-молотом железобетонных свай сплошного сечения с временного
моста, устроенного на деревянных сваях. Высокий уровень забивки
280
свай на данной схеме обусловлен конструкцией свайных опор, у кото-
рых ростверки-насадки расположены выше горизонта вод непосред-
ственно под пролетными строениями.
Рис. 8.11. Схема забивки свай с подмостей при помощи подвижного
подкопрового мостика:
1 — копер; 2 — молот; 3 — забиваемая свая; 4 — подкопровый мостик; 5 — те-
лежка подкопрового мостика; 6 — подмости; 7 — рельсовый путь; 8 — забитые
сваи; 9 — опоры из элементов У И КМ; 10 — прогон 1 № 50; // — деревянные
сваи d s* 20 см; 12 — лебедки; 13 — свая на тележках
Забивка свай с плавучих установок. Этот
метод целесообразен при значительной глубине воды, а также на тех
реках, где временный мост будет мешать судоходству.
Для забивки свай можно использовать как копры, так и краны,
размещенные на специальных плавучих установках.
281
При забивке свай копер можно установить на борту судна и<
плашкоута, собранного из универсальных понтонов КС *, и жест
закрепить на нем в одном месте (рис. 8.12, а).
Копер перемещают с помощью расчалок и якорей, удерживающ
установку на месте. Подобный способ работ малопроизводителе
поскольку много времени тратится на перемещение установки от одн
сваи к другой и закрепление ее в процессе забивки. Затруднена
Рис. 8.12. Плавучие копровые установки для забивки свай:
/ — универсальный копер; 2 — молот; 3 — свая; 4 — плашкоут из понтонов КС;
5 — противовес; 6 — баржа; 7 — рельсы; 8 — подвижной мост
подача свай под копер со специального плашкоута, так как этому ме-
шают ранее забитые сваи.
Ввиду того что копер располагают с одной стороны плашкоута,
может появиться боковая качка, мешающая точной забивке свай.
Поэтому для забивки тяжелых свай в фундаментах речных опор при-
меняют обычно передвижные копровые установки, размещенные на
парных баржах или плашкоутах (рис. 8.12, б). Самоходный копер
устанавливают на передвижном поперечном мосту, который, в свою
очередь, может перемещаться вдоль оси барж или плашкоутов. Рас-
стояние между баржами принимают в зависимости от ширины фунда-
мента. Плавучую систему нужно надежно закреплять якорями с уста-
новкой на ней лебедок для каждой расчалки.
* Характеристики понтонов КС приведены, в частности, в книге «Строитель-
ство мостов и труб». Справочник инженера, «Транспорт», 1975.
282
Наряду с копровыми установками для забивки свай на местности,
покрытой водой, с успехом применяют плавучие крановые установки.
При забивке свай краном обязательно нужно применять направляю-
щие каркасы, которые можно устанавливать с той же плавучей си-
стемы.
Направляющие каркасы обеспечивают высокую точность погру-
жения свай, что особенно важно при производстве работ на местности,
покрытой водой. Вначале забивают несколько вертикальных свай,
к которым жестко крепят каркас. Использование для крепления
каркаса наклонных свай затрудняет его точную установку. Поэтому
в проекте фундамента следует предусматривать несколько вертикаль-
ных свай (обычно не менее 4).
Если все сваи фундамента запроектированы наклонными, то для
укрепления каркаса забивают специальные маячные сваи, затем
в ячейки каркаса устанавливают группу свай или все сваи и последо-
вательно забивают их.
Использовать плавучие средства затруднительно в случаях боль-
шого волнения и значительных колебаний уровня воды на акватории,
так как это мешает погружению свай. В таких условиях целесообразно
применять самоподъемные плавучие платформы, которые перемеща-
ются наплаву от фундамента к фундаменту, а на месте работ с помощью
четырех специальных опорных стоек, вдавливаемых в грунт дна водо-
ема, поднимаются над горизонтом вод. Самоподъемные платформы
распространены в зарубежном мостостроении.
Забивка свай со льда зимой. Этот метод работ воз-
можен в тех районах, где реки имеют достаточно мощный и устойчи-
вый ледяной покров. По ледяному покрову перемещают копры и
краны, транспортируют сваи, материалы и необходимое оборудова-
ние. При забивке свай с помощью копра целесообразно применять
передвижной мост, рельсовые пути для которого устанавливают на
льду по обе стороны от фундамента. На месте забивки свай вырубают
проруби.
На местности, покрытой водой, обычно применяют удлиненные
сваи, у которых головы в процессе работ возвышаются над горизон-
том воды, или используют подбабки. Верхние концы свай удаляют
после водоотлива перед бетонированием плиты ростверка.
§ 32. ВИБРАЦИОННЫЙ МЕТОД ПОГРУЖЕНИЯ
СВАЙ И ОБОЛОЧЕК
Вибрационный метод погружения свай, оболочек и шпунта в на-,
стоящее время в отечественной практике широко применяют при
строительстве инженерных сооружений.
Выбирая метод погружения висячих свай и свай-оболочек, необ-
ходимо учитывать данные, приведенные в § 23, о влиянии метода погру-
жения на несущую способность свай.
В глинистых грунтах предпочтительно применять метод забивки,
так как вибрационный метод снижает несущую способность свай и
менее производителен по сравнению с первым. В песчаных грунтах
283
для забивки свай более целесообразен виброметод, так как он обесп
чивает большую скорость погружения и несколько увеличивает нес
щую способность свай по сравнению с методом забивки.
Тонкостенные железобетонные оболочки d >• 0,8 м погружа]
в нескальные грунты на значительные глубины виброметодом, и
как способ забивки для конструкции таких размеров примени
затруднительно.
Принцип работы одночастотного вибратора, используемого д.
погружения свай, можно установить исходя из схемы на рис. 8.1
При вращении дебалансов в разные стороны с одинаковой частоте
возникают центробежные силы, направленные по радиусам, прох
дящим через центры масс дебалансов. Эти силы можно разложить i
вертикальные и горизонтальные составляющие. Горизонтальные с
ставляющие передаются корпусу вибратора и взаимно уравновеш;
Рис. 8.13. Принцип работы одночастотного вибратора
заются. Вертикальные составляющие складываются и дают продоль-
ную возмущающую силу, изменяющуюся по закону синуса. Ампли-
гуда возмущающей силы будет равна
= МсФа, (8.4)?
'де Мс —статический момент дебалансов относительно оси враще-
1ия; <р —угловая скорость вращения дебалансов (частота).
Если вибратор установить на голову погружаемой сваи, то вместе
: ней он при работе будет совершать вынужденные колебания. Под;
действием колебаний силы трения по боковой поверхности сваи умень-
цаются и при какой-то частоте, когда возмущающая сила превысит
[редельные силы трения, произойдет срыв сваи. Если вес сваи и виб-
»атора достаточен для преодоления лобового сопротивления грунта,
о свая будет погружаться в грунт.
Воздействие вибраций, кроме того, разжижает водонасыщенные
рунты и значительно снижает их ло&вое сопротивление. Грунт
подобляется вязкой жидкости, в которую под действием внешних
ил и погружается свая.
Виды вибраторов для погружения шпунта, свай и оболочек. По
иду динамического воздействия на погружаемое тело вибрационные
ашины подразделяют на две группы: машины чистого вибрационного
ействия (вибропогружатели) и вибрационно-ударного действия (виб-
J4
ромолоты), которые кроме периодических возмущающих сил наносят
по телу еще периодические удары.
Вибрационные машины имеют привод от электродвигателей. По
конструкции различают вибропогружатели простейшего типа и с под-
рессоренной пригрузкой. Технические характеристики современных
вибрационных машин приведены в приложении XIV.
Вибропогружатели простейшего типа. Все
части вибропогружателя такого типа соединены между собой и с по-
гружаемым телом в единое целое (рис. 8.14, а). Положительной сторо-
ной погружателей простейшего типа является простота конструкции.
Недостаток этих машин состоит в невозможности раздельного управ-
ления амплитудой вибраций и величиной погружающего давления.
Электродвигатель в вибропогружателе простейшего типа работает
в тяжелых условиях, так как он вместе с вибратором совершает коле-
Рис. 8.14. Схемы вибрационных машин для погружения свай и шпунта
баиия такой же интенсивности, что и погружаемая свая. При увели-
чении частоты колебаний этот недостаток проявляется особенно сильно.
В связи с этим вибропогружатели простейшего типа имеют частоту
вибрирования, не превышающую 600—800 кол/мин.
Вибропогружатели типа ВП (ВП-1, ВП-3, ВП-30, ВП-80, ВП-160,
ВП-170) и ВУ-1,6 используют для погружения железобетонных
свай и оболочек. Принципиальная схема устройства низкочастотного
вибропогружателя типа ВП-1 конструкции Б. П. Татарникова, ис-
пользованная как основа для конструирования и других машин этого
типа, изображена на рис. 8.14, а. Вибропогружатели ВП-160 и ВП-170
можно устанавливать по два на оболочку. В этом случае они должны
работать синхронно.
Вибропогружатели с подрессоренной при-
грузкой. В вибропогружателях этой конструкции, предложенной
О. А. Савиновым и А. Я. Лускиным, электродвигатель с пригрузоч-
ными плитами изолирован от вибратора системой эластичных пружин
(рис. 8.14, б). При работе груз с электромотором совершает незначи-
тельные колебания. Вибропогружатели с подрессоренной пригрузкой
применяют для погружения легких свай и шпунта.
285
Вибрационно-ударные погружатели. Прин1
пиальные схемы применяющихся в настоящее время вибромоло*
показаны на рис. 8.14, в. Вибромолоты передают погружаемому э
менту вибрации и совершают по нему периодические удары. При
няют их для погружения металлического шпунта и свай сплошно
сечения.
Выбор типа вибропогружателя. Основными факторами, от котор!
зависит скорость и предельная глубина погружения свай, являют
интенсивность вибраций и величина равнодействующей приложе
ных к свае внешних статических сил.
Как показывают опыты, погрузить сваи в грунт можно толь
тогда, когда амплитуда вибраций А превышает некоторый предел.,
(рис. 8.15, а). Наличие начальной амплитуды объясняется влияни
упругих свойств грунтового массива. Величина Ао зависит, главш
Рис. 8.15. Графики зависимости скорости погружения свай:
а — от амплитуды вибраций; б — от величины погружающего давления
Давление на единицу пло-
щади сечения сваи
образом, от частоты вибраций, свойств грунта, размеров и форм свай.
Ао возрастает с увеличением поперечных размеров сваи и уменьшается
е увеличением частоты вибрирования.
Амплитуду колебаний вибросистемы определяют по формуле I
А = Л4с/тв, (8.5)
где тв —масса вибратора с наголовником и погружаемой сваи илй
оболочки.
Как указывалось, преодоление сопротивления грунта по боковой
поверхности сваи («срыв» сваи) происходит, если частота вибрировал
ния будет достаточной для развития возмущающей силы Ра, способ*
ной преодолеть это сопротивление.
Значение равнодействующей внешних сил, приложенных к срае,
весьма существенно влияет на скорость и предельную глубину погру-
жения (рис. 8.15, б). Свая начинает погружаться тогда, когда давле-.
ние на нее, включая и собственный вес, превысит некоторый предел а0,
зависящий от свойств грунтов, размеров сваи и режима вибраций. .
Максимальная скорость погружения сваи достигается при опреде-
ленном давлении о9, превышение которого снижает скорость погруже-
ния. При некотором предельном отношении величины равнодействующ
288
щей внешних сил к амплитуде возмущающей силы G/Pa погружение
сваи полностью приостанавливается.
В соответствии с рассмотренными выше факторами, влияющими
па скорость и глубину погружения свай, разработана методика вы-
бора типа вибропогружателя и его параметров *.
Тип вибропогружателя можно выбрать с учетом производствен-
ного опыта в зависимости от вида и размеров погружаемых элементов
и грунтовых условий.
Вибропогружатели ВП-1, ВП-3 и ВП-30 применяют для погруже-
ния стального шпунта, железобетонных свай сплошного сечения и
оболочек диаметром менее 1 м. Тип вибропогружателя для погруже-
ния оболочек большего диаметра рекомендуется выбирать, исполь-
зуя данные табл. 8.2.
Таблица 8.2
Диаметр оболочек, м Мягкопластичные глины и суглинки, рыхлые пески Тугопластичные глины, су- глинки, пески средней плотности Полутвердые гли ны и суглинки, плотные пески
Глубина погружения
до 15 до 25 до 15 до 25 До 15
Тип вибропогружателя
1,0—1,2 ВП-30 ВП-3 ВП-30 ВП-30 ВП-80 ВП-80
1,2—1,6 ВП-30 ВП-80 ВУ-1,6 ВП-80 ВУ-1,6 ВУ-1,6 ВУ-1,6
1,6—2,0 ВП-80 ВУ-1,6 ВУ-1,6 ВП-160 ВУ-1,6 ВП-160 ВУ-1,6 ВП-170 ВУ-1,6 ВП-170
2,0—3,0 ВП-160 ВП-170 ВП-170 2ВП-170 2ВП-170
Организация работ по вибропогружению свай. Организация таких
работ сходна с организацией работ при забивке свай молотами. Вибро-
погружение свай производят с применением копров или кранов.
При использовании копров или кранов, оборудованных копровыми
стрелами, вибропогружатель перемещается вдоль направляющей стре-
лы с помощью установленных для этой цели на его корпусе роликов.
Если основная стрела не приспособлена для перемещения роликов
вибропогружателя, то устраивают еще короткую стрелу, которая,
в свою очередь, может перемещаться по стреле копра.
При работе с краном, не имеющим направляющих стрел, исполь-
зуют направляющие каркасы, как и при забивке свай молотами двой-
ного действия.
* Такая методика рассмотрена в книге О. А. Савинова и А. Я. Лускина «Вибра-
ционный метод погружения свай и его применение в строительстве» (Л., Госстройиз-
дат, 1961), а также в первом издании настоящего учебника.
287
Для обеспечения успешного погружения свай необходимо жест)
и центральное соединение сваи с вибропогружателем. Такое соедц
ние должно обеспечивать также быстрое закрепление вибропогру|
теля на свае. Этим требованиям отвечает автоматический наголом
АСН-40, показанный на рис. 8.16, а.
М
Рис. 8.16. Типы наголовников:
а — автоматический наголовник АСН-40: / — вибропогружатель; 2 — трос; 3 — за-
крытая пружина; 4 — корпус; 5 — шарнир; 6 — зажимной башмак; 7 — призмати-
ческая свая; б — наголовник для крепления вибропогружателя к оболочке болтами;
/ — конусная обечайка; 2 — кольцо; 3 — плита; 4 — отверстия для крепления
болтами наголовника к оболочке; 5 — отверстия для крепления вибропогружателя
к наголовнику
Сооружение фундаментов из оболочек большого диаметра. При
сооружении фундаментов из сборных железобетонных оболочек вы*
полняются следующие основные виды работ: погружение оболочек
на заданную глубину, удаление грунта из оболочек в процессе погру-
жения или после него, бурение скважин в основании оболочек, если
столбы заделываются в скалу, бетонирование скважин и внутренних
полостей оболочек, устройство плиты ростверка.
Железобетонные оболочки с открытым нижним концом, как ука-
зывалось, погружаются в грунт мощными низкочастотными вибропо-
гружателями. Оболочки большого диаметра погружают посекционно.
288
Вибропогружатель должен быть жестко связан с оболочкой, для
чего применяют наголовники по типу, изображенному на рис. 8.16, б.
Наголовник жестко соединяют с оболочкой и вибропогружателем
при помощи болтов. Используют также и автоматические безболтовые
наголовники.
В качестве направляющих устройств применяют направляющие
стрелы, подвешиваемые к портальным кранам (рис. 8.17, а), направ-
ляющие стрелы в виде копров (рис. 8.17, б) и направляющие каркасы.
Направляющие устройства удобно собирать из инвентарных кон-
струкций. Наиболее эффективны направляющие каркасы высотой не
менее 2—4 м. Они имеют такую же конструкцию, как и применяемые
при крановой бойке свай.
Направляющий каркас можно изготовить сразу под все оболочки
фундамента (рис. 8.18, а) или же для части оболочек (рис. 8.18, б).
В последнем случае в процессе работ его переставляют.
Работа по погружению каждой оболочки складывается из уста-
новки секций в направляющее устройство, установки и крепления
вибропогружателя к оболочке, погружения оболочки на полную глу-
бину или на высоту одной секции, снятия вибропогружателя и нара-
щивания очередной секции, удаления грунта из полости оболочки.
Оболочки и вибропогружатели устанавливают кранами. Порталь-
ные краны большой грузоподъемности можно изготовить из элементов
УИК-М. Для погружения оболочек на водотоках краны устанавливают
на плавающих средствах —парных баржах, парных плашкоутах
П-образной и Н-образной формы. Нижняя часть оболочки может
состоять из одной или нескольких секций. Оболочка может быть со-
брана также на полную глубину, что зависит от глубины воды, высоты
направляющих устройств и грузоподъемности крана. Окончательно
оболочку погружают на требуемую глубину с применением съемной
секции, верх которой должен выступать над направляющим каркасом
и находиться выше поверхности воды. Верхнюю секцию снимают
после водоотлива перед бетонированием плиты ростверка.
Грунт из полости оболочки в процессе погружения удаляют. При
удалении грунта устраняются силы трения о внутреннюю поверх-
ность оболочки и значительно снижается лобовое сопротивление
грунта. Это способствует успешному погружению оболочки на задан-
ную глубину.
В начальный период, когда сопротивление грунта невелико, обо-
лочку погружают обычно без удаления грунта. Величина первона-
чального погружения составляет 3—10 м и зависит от свойств грунтов,
диаметра, массы оболочки и мощности вибропогружателя.
Связные грунты в процессе погружения оболочки удаляют на
глубину не менее чем на 1—2 м ниже ножа оболочки. Слабые грунты
нужно удалять до уровня, при котором исключается их интенсивный
наплыв внутрь оболочки. Обычно этот уровень расположен на
0,5—1,0 м выше ножа оболочки.
Погружение оболочек большого диаметра на значительные глу-
бины в песчаные и крупнообломочные грунты с песчаным заполнением
можно облегчить устройством опережающей скважины глубиной
i/g1O Костеряи Э. В.
289
a)
Рис. 8.17. Направляющие устройства:
а — подвесная стрела к портальному крану: / — стрела; 2 — порталь-
ный кран: 3 — оболочка; 4 — вибропогружатель; 5 — лебедка; б — на-
правляющая стрела в виде копра: / — станина; 2 — стрела; 3 — винто-
вая распорка; 4 — направляющие аппарели; 5 — рельсовый путь; 6 —
противовес; 7 — оболочка; 8 — вибропогружатель; 9 — ролики; 10 — ле-
бедка
Узлы А
1-1
Рис. 8.18. Направляющие каркасы для погружения оболочек:
а — металлический каркас под все оболочки в фундаменте; б — каркас, перестав-
ляемый по мере погружения оболочек
‘/зЮ*
на 2—Зм ниже ножа оболочки. Устойчивость стенок такой скважин
обеспечивается избыточным давлением воды. Для этого уровень водь
в оболочке нужно поддерживать на 3,5—5,0 м выше горизонта вод
Рис. 8Д9. Бетонолитная труба:
/ — труба; 2 — подмывные трубки;
3 — центрирующий фонарь; 4 — вибра-
тор; 5 — воронка
Для облегчения погружения обо-
лочек на значительную глубину в
грунт применяют наружный и внут-
ренний подмыв грунта (см. § 33).
Грунт внутри оболочки разрабаты-
вают грейферами, гидроэлеваторами,
эрлифтами и гидрожелонками (см.
§ 17). Применение эрлифтов и гидро-
элеваторов позволяет вести разработ-
ку грунта без снятия вибраторов
типа ВП. Вибропогружатель ВУ-1,6
имеет в центре отверстие, благодаря
которому грунт внутри оболочки
можно разрабатывать грейфером и
другими механизмами без снятия
этого вибропогружателя.
Погружать оболочки целесообраз-
но по поточной системе, которая
обеспечивает минимальные простои
механизмов.
Если проектом предусмотрена за-
делка столбов в скальное основание,
то после погружения оболочек до
скалы и удаления из них грунта при-
ступают к бурению скважин через
внутренние полости оболочек.
Разбуриванием также преодоле-
ваются встречающиеся в грунте пре-
пятствия в виде крупных валунов,
затопленных деревьев, прослоек
скальных пород, мешающие дальней-
шему погружению оболочек.
В настоящее время на строитель-
стве мостов освоен удар но-канатный
способ бурения станками УКС-22м и УКС-ЗОм. Станок УКС-ЗОм рас-
считан на работу с долотом массой до 2,5 т и на бурение скважин
диаметром до 1,4 м. Для бурения применяют трех- или четырехперые
литые долота. Наряду со станками ударного бурения для этого можно
Рис. 8.20. Схема организации работ по возведению фундамента из оболочек боль-
шого диаметра на местности, не покрытой водой:
а — изготовление секций; б — погружение оболочек; л — заполнение оболочек бетоном;
г — бетонирование плиты ростверка; д — бетонирование тела опоры: / — опалубка секции;
2 — гусеничный кран грузоподъемностью .5—10 т; 3 — портальный кран; 4 — каркас из
УИК-М; 5 — погружаемая железобетонная оболочка; 6 — вибропогружатель; 7 — эрлифт;
8 — бетонолитная труба; 9 — тампонажный слой из подводного бетона; 10 — бетон заполне-
ния оболочки; // — железобетонная плита ростверка; 12 — тело опоры
292
10 Костерин d. В.
применять станки вращательного бурения (например, реактивно-тур-
бинные агрегаты РТБ с долотами шарошечного типа и др.).
Буровые станки устанавливают на подмостях. Последние устра-
ивают с использованием направляющих каркасов или сооружают
специально для буровых работ. Подмости на период бурения можно
сложить по верху погруженных оболочек.
Оболочки и скважины заполняют бетоном по методу ВПТ (см.
§ 17). Для бетонирования скважин в скальных грунтах бетонолитную
трубу нужно оборудовать подмывными трубками (рис. 8.19). Непо-
средственно перед бетонированием скважины дополнительно промы-
вают водой, поступающей из подмывных трубок в течение 5—20 мин.
На рис. 8.20 в качестве примера показана схема организации
работ по возведению столбчатого фундамента на местности, не покры-
той водой, а на рис. 8.21 —схема погружения оболочек с плавучих
средств.
$ 33. ПРИМЕНЕНИЕ ПОДМЫВА ДЛЯ ОБЛЕГЧЕНИЯ
ПОГРУЖЕНИЯ СВАЙ И ОБОЛОЧЕК
Подмыв грунта облегчает погружение свай и оболочек на значи-
тельные глубины. Этот способ можно применять при забивке свай
молотами, вибропогружении свай и оболочек, завинчивании свай.
Подмыв преимущественно используют в случае погружения свай и
оболочек в песчаные грунты. В связных грунтах подмыв менее эф-
фективен.
Схема подмыва грунта показана на рис. 8.22, а. К острию сваи или
подошве открытой оболочки под значительным напором подводят
одну или несколько водяных струй. В результате размыва грунта лобо-
вое сопротивление его снижается. Кроме того, сильный поток воды,
поднимаясь вдоль ствола на поверхность, размывает грунт вокруг
свай и взвешивает его частицы. Вследствие этого уменьшается
сопротивление грунта по боковой поверхности погружаемого эле-
мента.
Так как подмыв разрушает грунт под подошвой и частично вокруг
боковой поверхности свай и оболочек, то во избежание значительного
снижения их несущей способности при опирании на нескальные
-грунты на последних метрах погружение нужно вести без под-
мыва.
Для погружения свай применяют способ как центрального под-
мыва, при котором насадка подмывной трубки выходит из централь-
ного отверстия в наконечнике сваи (рис. 8.22, а, в), так и боковой под-
мыв, при котором подмывные трубки располагают снаружи вдоль
боковой поверхности сваи (рис. 8.22, б).
При вибропогружении железобетонных оболочек с открытыми
концами подмыв грунта можно вести с помощью установленной внутри
оболочки центральной подмывной трубки, наконечник которой опу-
скается несколько ниже ножа оболочки (внутренний подмыв) или с по-
мощью подмывных трубок, установленных с наружной стороны обо-
лочки (наружный подмыв), как показано на рис. 8.22, г.
10*
295
Внутренний диаметр
37—131 мм в зависимости
подмывных труб назначают
от глубины погружения свай,
в предела:
их попереч
Рис. 8.22. Схемы установки подмывных трубок:
/ — свая или оболочка; 2 — подмывная трубка; 3 — молот или вибропогру-
жатель; 4 — хомут
ных размеров и характера грунтов. Для подмыва связных грунтов
в наконечнике подмывной трубки (насадке) делают одно центральное
отверстие (рис. 8.22, д), а если необходимо увеличить зону размыва
Таблиц а 8.3
Грунты Глубина погруже- ния свай, м Необхо- димый напор у острия свай, МПа Диаметр свай, см
до 30 35—50 60—80
Расход воды на св а ю, дм*/с
Мелкозернистые пески, су- До 8 0,4—0,6 7—12 12—17 17—20
песи или илистые пески, 8—10 0,6—1,0 15—20 15—20 20—25
мягкие глины 15—25 0,8—1,2 — 20—25 25—33
25—35 1,0—1,5 — 25—33 33—42
35 и более 1,5—2,0 — 33—50 42—58
Слежавшиеся гески и су- До 8 0,8—1,0 15—20 17—25 20—25
песи, пески с примесью гра- 8—10 1,0—1,2 20—27 23—30 25—33
вия и гальки, суглинки и 15—25 1,0—1,5 —— 30—37 33—42
глины средней плотности 25—35 1,5—2,0 — 33—50 42—58
35 и более 2,0—2,5 — 50—67 58—83
Примечание. Расход воды на 1 сваю принят при действии двух под-
мывных труб d = 50 мм.
296
песчаных грунтов помимо центрального отверстия предусматривают
несколько боковых диаметром 6—10 мм, оси которых направлены
к вертикали под углом 30 —45° (рис. 8.22, е).
Необходимые величины напора и расхода воды для подмыва грунта
при погружении свай, полученные по данным практики, приведены
в табл. 8.3.
§ 34. СООРУЖЕНИЕ РОСТВЕРКОВ
Сооружение низких ростверков. Для этой цели можно применять
способы возведения фундаментов на естественном основании, рас-
смотренные в гл. 4 и 5.
Если работы ведут с поверхности грунта или островка, то для
крепления стен котлована в зависимости от положения уровня грун-
Рис. 8.23. Последовательность сооружения низкого ростверка в метал-
лическом шпунтовом ограждении:
1 — установка каркаса и его закрепление; II — погружение свай; III — за-
бивка шпунта; IV — разработка котлована до проектной отметки и заполне-
ние оболочек бетоном; V — укладка подводного бетона, водоотлив, удаление
верхних концов оболочек; VI — бетонирование ростверка и опоры; VII — уда-
ление шпунта; 1 — каркас; 2 — маячная свая; 3 — кружальная обвязка;
4 — свая; 5 — шпунт металлический; 6 — подводный бетон
товых или поверхностных вод и принятого способа осушения исполь-
зуют один из типов креплений, рассмотренных в § 10.
Для осушения котлована применяют открытый водоотлив или
глубинное водопонижение. Сваи и оболочки можно погружать до раз-
работки котлована и водоотлива или после выполнения земляных ра-
бот и осушения котлована.
При близком залегании уровня грунтовых вод от поверхности,
большом подпоре грунтовых вод и значительной водопроницаемости
грунтов ниже дна котлована, когда шпунт не доходит до водоупора,
297
целесообразна подводная разработка грунта и укладка слоя подво,
ного бетона, который дает возможность после его твердения провес
водоотлив и насухо забетонировать ростверк и нижнюю часть те|
опоры.
Для сооружения низких ростверков на водотоках устраивают и
ремычки. На рис. 8.23 показана последовательность выполнения р
бот с устройством однорядной перемычки из металлического шпунт
Распорными конструкциями могут служить направляющие каркас!
предназначенные для погружения свай и оболочек. Если сваи и об
лочки погружают копром без направляющих каркасов или применяв
Рис. 8.24. Последовательность сооружения ростверка с использованием
бездонного ящика:
I — разработка грунта и погружение свай; И — установка бездонного ящика;
III — укладка подводного бетона и заполнение оболочек бетоном; /V — водоотлив;
бетонирование ростверка и тела опоры; V — разборка и удаление бездонного ящика;
VI — устройство песчаной подсыпки и укладка подводного бетона при значитель-
ной глубине воды
съемные направляющие для погружения части свай, то устраивают
специальные распорные рамы в один или несколько ярусов, которые
устанавливают по мере понижения уровня воды при водоотливе.
Сооружение высоких ростверков. Высокие ростверки сооружают
такими же методами, что и низкие, когда работы по погружению
свай или оболочек ведут с поверхности грунта или островка. Высокие
ростверки на местности, покрытой водой, можно сооружать одним из
рассматриваемых ниже основных методов.
Сооружение ростверков при помощи без-
донных ящиков. Бездонные ящики для сооружения высоких
ростверков применяют при глубине воды, не превышающей 4—6 м,
когда подошва ростверка может опереться на слой подводного бетона,
уложенный непосредственно на дно водоема или несколько заглублен-
ный в грунт (рис. 8.24). При большой глубине воды пространство между
298
подошвой слоя подводного бетона и поверхностью дна засыпают пес-
ком. Массу монтажных элементов ящика можно уменьшить путем
раздельного опускания вначале каркаса, а затем заполнения стен.
Рис. 8.25. Сборный ящик-каркас для погружения свай и устройства рост-
верка: / — замыкающая шпунтовая свая
После водоотлива перед бетонированием плиты ростверка необхо-
димо принять меры по устранению фильтрации воды через возможные
неплотности ограждения и дефектные места в слое подводного бетона.
299
НПО
В противном случае, как показывает практика, бетон ростверка в про-
цессе твердения может быть поврежден вследствие вымывания из
него цемента фильтрующейся водой.
Сооружение ростверка в металлических
шпунтовых ограждениях. Этот метод широко применяют
для сооружения как низких, так и высоких ростверков мостовых
опор.
Для устройства перемычки из металлического шпунта не требуются
краны большой грузоподъемности, так как монтажная масса элемен-
тов невелика, что является преимуществом этого метода по сравне-
нию с методом бездонных ящиков.
Общая последовательность работ остается такой же, что и при со-
оружении низких ростверков. Ввиду меньшего напора воды здесь
упрощается устройство распорной конструкции и можно использовать
шпунт более легких профилей, чем при постройке низких ростверков.
Для уменьшения притока воды так же, как и в бездонном ящике, укла-
дывают слой подводного бетона. Когда ростверк будет расположен
значительно выше дна водоема, внутри ограждения устраивают грун-
товую подсыпку. Если шпунт заглублен до водоупора, то подводное
бетонирование вести не требуется.
Ограждения в виде ящиков с водонепрони-
цаемыми стенками и днищами, имеющими от-
верстия для свай, применяют обычно при больших глубинах
водоемов. Конструкции ограждений и способы производства работ
могут быть различными.
При установке ограждения до погружения свай внутри него устра-
ивают каркас, который служит направляющей конструкцией для свай
и одновременно распорной системой для стен ограждения, воспринима-
ющей давление воды в момент сооружения ростверка. Пример конструк-
ции такого ограждения с металлическим каркасом приведен на
рис. 8.25; последовательность работ показана на рис. 8.26. Верхняя
съемная часть каркаса использовалась на других фундаментах. Стенки
ограждения состояли из восьми съемных дерево-металлических щитов.
Деревянное днище имело отверстия для свай. Оно оставалось под слоем
подводного бетона, а щиты использовались многократно.
Ограждения больших размеров можно делать плавающими.
Съемные ограждения для устройства ростверков можно устанавли-
вать и после погружения свай или оболочек. На рис. 8.27, а и б изо-
бражено съемное металлическое ограждение, которое применялось на
строительстве моста через Волгу у Саратова. В нижней части ограж-
дения перед его опусканием на оболочки устраивали деревянное днище
с двумя отверстиями для оболочек. Ограждение с днищем устанавли-
вали на погруженные ранее оболочки плавучим краном. Общая после-
довательность работ изображена на рис. 8.27, в. Перемычку от под-
водного бетона отрывали с помощью двух гидравлических домкра-
тов.
В строительной практике помимо основных методов, рассмот-
ренных выше, используют и другие приемы сооружения роствер-
ков.
301
ГЛАВА 9
МАССИВНЫЕ ФУНДАМЕНТЫ
ГЛУБОКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ
К массивным фундаментам глубокого заложения относятся опуск-
ные колодцы и кессоны. При возведении таких фундаментов в отличие
от фундаментов мелкого заложения не требуется предварительно устра-
ивать котлованы и крепить их стены. В процессе производства работ
давление грунта воспринимается боковыми поверхностями стен самих
опускных колодцев и кессонов.
Подобные фундаменты сооружают опускным методом. Колодец
или кессон погружается в грунт под действием собственного веса
в результате разработки грунта на уровне его ножевой части. По мере
погружения наращивают стены опускаемых конструкций.
Поскольку погружению в грунт колодцев и кессонов препятствуют
направленные вверх силы трения, действующие по боковым поверх-
ностям их стен, вес таких конструкций должен быть достаточным для
преодоления этих сил.
Преодоление или снижение сил трения в строительный период
является основной задачей, от решения которой зависит успех погру-
жения колодца или кессона на заданную глубину и их экономич-
ность.
С другой стороны, при опирании фундаментов на нескальные
грунты силы трения учитывают в расчетах: в эксплуатационных
условиях они играют положительную роль, так как воспринимают
часть вертикальных нагрузок, действующих на фундаменты.
Применяемые в мостостроении массивные фундаменты глубокого
заложения благодаря значительным размерам поперечных сечений
способны воспринимать большие сосредоточенные вертикальные на-
грузки. Они обладают также малой деформативностью в поперечном
направлении. Для возведения таких фундаментов не требуется спе-
циальных погружающих механизмов, как для свайных и столбчатых
фундаментов.
Рис. 8.27. Устройство ростверка с помощью съемного металлического ограждения,
устанавливаемого после погружения оболочек:
а — схема металлического съемного ящика; б — установка ограждения на оболочках п
опоре; 1 — деревянные брусья; 2 — тяжи; 3 — уголки; 4 — металлическая обшивка; 5 —
двойной дощатый настил; 6 — подводный бетон; 7 — опорные балки; 8 — тяги; 9 — съем*
ные секции оболочек; 10 — домкраты; а — последовательность работ; / — установка ящика
на оболочки краном; // — заделка зазоров между днищем и оболочкой; III — подводное
бетонирование; IV — водоотлив я удаление верхних частей оболочек; V — бетонирование
плиты ростверка; VI — бетонирование тела опоры; VII — разборка опалубки тела опоры
и подготовка к съему ограждения; VIII — ограждение снято краном
303
$ 35. ОПУСКНЫЕ КОЛОДЦЫ
Сущность метода опускных колодцев и область их применение
Опускной колодец представляет собой оболочку, которая погр’
жается в грунт под действием собственного веса в результате разр
ботки грунта у ее ножевой части. В процессе опускания наращивав
стенки колодца (рис. 9.1, а). После достижения проектной глубин
пространство внутри колодца
бетоном. Поэтому в конечной
полностью или частично заполни
стадии оболочка становится составно
частью массивного или пустотелого фундамента глубокого заложени
(см. рис. В. 3 и рис. 9.1 справа).
Опускные колодцы применяют в таких геологических условиях
когда грунты, обладающие достаточной несущей способностью, зале
гают на значительной глубине.
В современном мостостроении массивные опускные колодцы стал!
Рис. 9.1. Сооружение фундамента методом опускного колодца:
/ — стенки колодца; 2 — нож (консоль); 3 — пазы; 4 — подводный бетон за пол не-
ния; S — бетон заполнения, укладываемый насухо; 6 — распределительная железо-
бетонная плита; 7 — тело опоры
фименять реже, чем свайные и столбчатые фундаменты глубокого
сложения (см. § 21, стр. 146).
Опускные колодцы нельзя применять в тех случаях, когда водона-
ыщенные грунты, которые должны проходить колодцы, содержат
:рупные препятствия в виде валунов, скальных прослоек, затонувших
еревьев и т. д. Такие препятствия могут приостановить погружение
олодца и вызвать его перекос. Удалить же названные препятствия
есьма трудно, поскольку водоотлив из колодца может привести к про-
ыву грунта внутрь колодца и увеличить его перекос.
34
а
Рис. 9.2. Формы опускных колодцев в
плане
Опасно опускать колодцы в малопрочные грунты по соседству
с фундаментами существующих сооружений из-за возможности появле-
ния больших и неравномерных осадок этих фундаментов. В процессе
опускания колодца в этих условиях грунт наплывает внутрь колодца,
что и вызывает указанные деформации.
Большие трудности возникают, когда колодцы приходится опирать
па скальные или полускальные грунты, имеющие наклонную поверх-
ность. На таких грунтах целе-
сообразнее сооружать столбча-
тые фундаменты по типу, изобра-
женному на рис. 7.5 и 7.6.
Их конструкции обеспечивают
падежное и простое сопряжение
столбов со скалой.
Конструкции опускных ко-
лодцев. Наиболее распростра-
ненным в настоящее время ма-
териалом опускных колодцев
является железобетон. Приме-
няют также бетонные и металлические колодцы. Последние целесооб-
разны, если колодцы опускают на плаву.
В том случае, когда под сооружением устраивают один опускной
колодец, форма его в плане определяется формой и размерами надфун-
даментной части сооружения.
Колодцы опор мостов имеют, в большинстве случаев, вытянутую
форму в плане (рис. 9.2, б—е), что диктуется формами самих опор.
Для больших колодцев целесообразна прямоугольная форма в плане
а — вертикальными; б — наклонными; в — сту-
пенчатыми
с закругленными углами
(рис. 9.2, г), если по усло-
виям гидравлической работы
не требуется более обтекае-
мая форма (рис. 9.2, в). Реже
сооружают Групповые фунда-
менты, состоящие из несколь-
ких круглых массивных
опускных колодцев под опоры
мостов, имеющие вытянутую
форму в плане (рис. 9.2, д).
Наружные поверхности
стен колодцев могут быть
вертикальными, наклонными
(выше первой секции), с одним уступом (рис. 9.3) или несколькими
уступами по высоте. Колодцы с вертикальными стенками просты
в изготовлении и наиболее устойчивы при опускании. Однако
силы трения по боковой поверхности колодцев могут достигать
больших значений, препятствуя их погружению на значительные
глубины в грунт. Поэтому при глубине погружения более 8—10 м
сооружают колодцы типов, показанных на рис. 9.3, б и в, по боковым
поверхностям которых развиваются меньшие силы трения.
305
Следует отметить, что колодцы с наклонными и ступенчат!
наружными стенками менее устойчивы в грунте. При опускании та:
колодцев возможны перекосы, а также образование в грунте проса;
ных воронок значительных размеров.
Силы трения вдоль боковой поверхности колодца можно уме.,
шить устройством гладкой поверхности наружных стен, путем пс
мыва и образованием вокруг стенок колодца тиксотропных рубаш
из растворов глинистых грунтов, играющих роль смазки. Последи
метод наиболее эффективен.
Способ подмыва применяют преимущественно при устройсг
колодцев в песчаных и супесчаных грунтах. При значительной гл
бине погружения подмывные труб]
располагают по высоте колодца в два-тр
яруса с тем, чтобы вода подавалась н
только к ножевой части колодца (консс
ли), но и к боковой поверхности сте
на разных уровнях: это увеличивав
эффективность подмыва и значительн
снижает силы трения.
Для образования тиксотропной ру
башки нижнюю часть наружной поверх
ности стен колодца устраивают с одни!
уступом. В образующуюся при опуска
нии колодца полость между его стенам;
и грунтом нагнетают глинистый раство]
(рис. 9.4). Глинистый раствор не толью
значительно снижает силы трения гру»
та о боковую поверхность стен колодца.
Рис. 9.4. Схема опускного ко- но и создает вокруг них водонепрони
лодца в тиксотропной рубашке: цаемую оболочку. При таком способ!
/ — стенки колодца; 2 — трубы ПОГруЖвНИЯ ВОКруГ КОЛОДЦЭ Не обра-
3Л- тиксэтро^ зуется просадочной воронки.
ограждение форшахты ЭТОТ МСТОД МОЖНО ПрИМСНЯТЬ ПрИ
опускании колодцев вблизи фундамен-
тов существующих сооружений. Глинистый раствор приготовляют
из высокоактивных бентонитовых глин, обладающих тиксотропными
свойствами. Можно применять и местные глины.
После погружения колодца до проектной отметки для вос-
становления силы трения по его боковой поверхности глини-
стый раствор вытесняют цементным, подаваемым снизу по трубам.
Такая замена растворов обеспечивает также более надежное за-
щемление колодца в грунте при действии горизонтальных сил и
моментов.
Толщину наружных стен колодцев принимают в пределах 0,7—1,5 м,
а внутренних 0,5—1,0 м. Принятая толщина стен должна обеспечи-
вать необходимый вес колодца для преодоления сил трения при его
погружении. Для колодцев, погружаемых в тиксотропных рубашках,
толщину стен уменьшают до 0,4—-0,6 м. Толщину стен проверяют рас-
четом на прочность.
306
В колодцах больших размеров в плане устраивают внутренние
стенки, которыми колодец делится на отдельные шахты (ячейки)
(см. рис. 9.2). Внутренние стенки уменьшают свободный пролет на-
ружных стен, работающих на изгиб, и увеличивают вес колодца.
Наличие внутренних стен также позволяет более точно вести подвод-
ную разработку грунта в шахтах и выправлять возникающие перекосы.
Размеры шахт должны обеспечивать разработку и извлечение грун-
та принятым способом. При грейферной разработке грунта наимень-
ший размер шахты должен превосходить размер грейфера минимум
на 0,5 м. Если необходима работа водолазов, поперечные размеры
шахты должны быть не менее 2—2,5 м. Шахты располагают сим-
метрично относительно осей колодца.
В последнее время в мостостроении большие многошахтные колодцы
для экономии бетона сооружают пустотелыми. В таких колодцах
внизу непосредственно по
подушке подводного бетона
устраивают распределитель-
ную железобетонную плиту
для передачи давления на
грунт по всей площади по-
дошвы колодца. Вверху также
предусматривают железобе-
тонную плиту для передачи
давления от опоры на стены
колодца. Когда необходимо
увеличить вес колодца для
повышения его устойчивости
на опрокидывание, внутрен-
ние полости засыпают песком.
Массивные колодцы, применяемые в мостостроении, в большин-
стве случаев устраивают монолитными. Сборные колодцы с горизон-
тальным членением на элементы сооружают при небольших размерах
колодцев в плане (длиной до 10 м), погружаемых на малые глубины
в грунт.
В промышленном строительстве сборные колодцы из элементов,
имеющих горизонтальное и вертикальное членение, применяют в стро-
ительстве подземных помещений различного назначения и размеров.
Вертикальные нагрузки на стены таких колодцев бывают значительно
меньшими, чем в фундаментах опор мостов.
Форму нижней части наружных стен колодцев —ножа —делают
заостренной (рис. 9.5).
Если толщина наружных стен у колодца большая и его погружают
в твердый глинистый грунт без водоотлива, в наружных стенках по
периметру колодца иногда предусматривают вертикальные отверстия
цилиндрической формы, через которые разрабатывается грунт непо-
средственно под ножом, что облегчает погружение колодца.
Низ внутренних стен для облегчения погружения колодца должен
возвышаться над низом наружных стен не менее чем на 0,5 м. В нижней
части внутренних стен предусматривают проемы для сообщения между
Рис. 9.5. Ножевые части опускных колодцев:
а — нож колодца заостренной формы при опуска-
нии на большую глубину; б — нож с горизон-
тальной площадкой
307
шахтами. Пазы в стенах устраивают для лучшей связи нижней бе
ной подушки со стенами колодца при пустотелых фундаментах, а та
для сопряжения потолка камеры кессона со стенами колодца на сл
чай возможного превращения колодца в кессон. Стены железобето
ных колодцев армируют двойной горизонтальной и вертикаль»
арматурой, сечение которой определяют расчетом.
Расчет опускных колодцев. Расчет опускного колодца состоит f
двух частей. Первая часть включает в себя расчет колодца как фу
дамента глубокого заложения на эксплуатационные нагрузки,
второй части выполняют его расчет на нагрузки, действующие в п
цессе строительства.
Расчет фундамента глубокого заложени
на эксплуатационные нагрузки. В ходе этого ра
чета устанавливают размеры фундамента в плане и глубину его зал<
жения, обеспечивающие нормальную эксплуатацию сооружения. Гл
бина заложения фундамента обычно зависит от уровня залегани
кровли прочного грунта.
В однородных грунтах, несущая способность которых возраста
с глубиной, отметку подошвы фундамента определяют расчетом п
первому и второму предельным состояниям. Минимальные размерь!
фундамента в плане определяются размерами надфундаментной частя
сооружения (опоры) и минимальной величиной обрезов, которая приЗ
нимается 0,02—Ю,04 от полной глубины опускания колодца, но не
менее 40 см.
Расчетом по первому предельному состоянию определяют напряже-
ния в грунте по подошве фундамента и по его боковой поверхности*
от расчетных нагрузок. Напряжения на подошве фундамента не долж*1
ны превышать расчетных сопротивлений грунта.
В случае действия центральной, вертикально приложенной на-
грузки Р условие прочности имеет вид
а = М//^Я,
(9.1)
где А/ —продольная сила, действующая в сечении по подошве фунда-
мента; F —площадь подошвы; R —расчетное сопротивление грунта
основания.
Продольную силу N при опирании фундамента на нескальные
грунты определяют с учетом расчетных сил трения по боковой поверх-
ности фундамента:
Л/ = Р4-Оф-Ртрр,
где Оф —вес фундамента; —расчетная сила трения, определяемая
по формуле
= 0,7 £ x"hiub (9.2)
1 = 1
где Ui — периметр фундамента в пределах данного слоя грунта тол-
щиной ht\ т“ —предельная интенсивность сил трения данного слоя
308
грунта по боковой поверхности фундамента, которую можно принять
по графикам на рис. 9.6 и 9.7.
При действии на фундамент горизонтальной силы и момента расчет
выполняют с учетом его заделки в грунте. Если глубина заложения
Рис. 9.6. Зависимость предельной си-
лы трения от глубины погружения
колодца для песчаных грунтов:
I — пески гравелистые крупные и средние
при е < 0,55; 2 — то же, при 0,55 < е < 0,7;
3 — пески гравелистые, крупные и сред-
ние При е > 0,7; пески мелкие при
0,6 < е < 0,75; пески пылеватые при
0,6 < 8 < 0,8; 4 — пески мелкие при
е > 0,75; пески пылеватые прй 8 > 0,8
Рис. 9.7. Зависимость предельной си-
лы трения от глубины погружения
колодца для глинистых грунтов:
1 — глины при коэффициенте консистен-
ции В < 0,5 и суглинки при В < 0,25;
2 — супеси, суглинки при 0,25 < В < 0,75
и глины при В > 0,5; 3 — илы, суглинки
при В > 0,75
лом. Если это условие не удовлетворяется, то фундамент следует рас-
считывать с учетом его конечной жесткости методом, рассмотренным
в § 26.
Коэффициент деформации фундамента ад определяют по формуле
(7.86), в которой необходимо учитывать расчетную длину фундамента
ар = Яэ(а-{-1), (9.3)
где а —размер фундамента в направлении, перпендикулярном расчет-
ному; —коэффициент, учитывающий очертание поверхности фун-
дамента, принимаемый в зависимости от форм сечения фундаментов,
показанных в табл. 9.1.
Таблица 9.1
Контур
сечения
фундамента
К,= 1,0
Кэ = 1,0-0,! d/a
309
При расчете абсолютно жесткого фундамента его заделку в груня
учитывают, исходя из тех же предпосылок, которые были принят!
в расчете столбчатых фундаментов конечной жесткости. Грунт рассма
тривают как тело, упругие свойства которого характеризуются коз!
фициентом постели, линейно возрастающим по глубине. ]
Для вывода расчетных формул воспользуемся методом перёмещя
ний (рис. 9.8). Рассмотрим часть фундамента, расположенную нйж|
поверхности грунта с учетом наибольшего размыва. Все нагрузку
приведем к центру подошвы фундамента. Нормальная центральна
приложенная сила не будет влиять на значение горизонтального смё
щения и на поворот фундамента. '
От единичного горизонтального смещения фундамента на его боко
вую поверхность со стороны грунта будут действовать нормальны!
Рис. 9.8. Схемы к расчету жесткого фундамента с учетом его заделки в грунте?
а — расчетная схема: б — основная система метода перемещений при расчете на цействиб,
горизонтальной силы н момента; а — эпюра бокового давления грунта от единичного горн*
зонтального смещения фундамента; г — эпюры нормальных давлений грунта по боковой
поверхности и подошве фундамента от единичного поворота
напряжения, распределенные по закону треугольника. Наибольшее
значение напряжений численно равно коэффициенту постели грунта на
уровне подошвы. Этот коэффициент определяется выражением
С« = Гсдй, (9.4)
где тд —коэффициент пропорциональности грунта, расположенного
выше подошвы фундамента; его можно принять по табл. 7.12.
Реакции от единичного смещения в горизонтальной связи и за-
делке будут равны:
^22 = 0 /2)
Г23 = (1 /2) екЛар (А/3) = (1 /6) СкЛ2ар.
От единичного поворота фундамента вокруг точки О на его боко-
вую поверхность будут действовать реактивные силы давления, рас-
пределенные по параболе с наибольшей ординатой 0,25 СКЯ. По по-
дошве фундамента возникнут реактивные давления, распределенные
по линейному закону с наибольшим значением у краев фундамента,
равным
310
Коэффициент постели нескального грунта, расположенного под
подошвой фундамента, при h> Юм вычисляют по формуле (9.4), в ко-
торой коэффициент пропорциональности /ид0 принимают по табл. 7.12
для грунтов, расположенных под подошвой фундамента. При h < 10 м
принимают Со = 10 /пд0.
При опирании на скальные грунты на основе опытных данных можно
принимать Со = 300 МН/м3, если /?сж — 1 МПа; Со — 15 000 МН/м3,
если Rcx = 25 МПа.
Для промежуточных значений /?сж величину Со устанавливают по
интерполяции.
Момент, возникающий в заделке от единичного поворота, будет
равен
Гз, = I л 4- СкЛар 4 + 4 C„bW, = 4 + т c»bWy
где —момент сопротивления подошвы фундамента относительно
оси оу.
В выражениях для г22» г2з и ''зз касательные составляющие напря-
жений по подошве и боковой поверхности фундамента не учитывают.
Канонические уравнения в этом случае будут иметь вид:
у CKhapu + CK/i2apo) = Тх;
1 CKh2apu + (-(4 CJi*ap + J С„6 Wy} <о = М„.
Решив эту систему уравнений и обозначив р = Ск/Ср, получим:
_ GT х (ОрРЛ» + C>bW „) - 12apfW.lf „
“ ; 'У,°'
₽<36МР-127\Л)
“ ~ Ск (ар0Л’+ 18il7p) • (9Л)
Выразим момент в уровне подошвы фундамента через горизонталь-
ную силу
Му = Х7\, (9.7)
где X —плечо горизонтальной силы относительно подошвы фунда-
мента.
Подставив (9.7) в (9.5) и (9.6), получим:
67\ (apW + 6bWу-2ар0Л»М
прСкЛ (арРА8+ 18дй^) *
127\.(ЗХ-Л)р
CK(ap0A84-18ftU^) *
(9.8)
(9.9)
Напряжения по боковой поверхности фундамента на расстоянии г
от поверхности грунта будут равны
рг = тдги 4- шлг (Л — г) о>.
(9.Ю)
311
(9.1
(9.1
Подставив в правую часть этого выражения и и w из (9.8) и (
и приравняв ее нулю, получим уравнение
6bWy - afih* (2Х - А) + 2ар0А (ЗА, - h) (h - z) = 0.
Из этого уравнения определим расстояние от поверхности грун
до оси поворота фундамента (рис. 9.9):
_ ар0А2(4Х-А)4-6&^
Z° 20ррЛ (ЗА,-А) *
Выражение (9.9) можно представить в виде
67\
Л/ИдА
где
л ^a^+^bWy
20 (ЗА,—А) ’
Давление грунта на боковую поверхность фундамента, использу
(9.10) и (9.12), можно найти из выражения
рг = тдг(г0-г)ю=^-г(2„-г). (9.13
В зависимости от величины z0 эпюры давления грунта могут им
вид, изображенный на рис. 9.9.
Рис. 9.9. Вид эпюр давлений
по боковой поверхности и подошве жесткого
фундамента
Наибольшее и наименьшее давления по подошве фундамента с уче-
том составляющей от вертикальной нагрузки и выражения (9.12): f
<h.. = y±-2 = (9.U) •
Изгибающий момент, действующий в поперечном сечении фунда-
мента на расстоянии z, определяют по формуле
М, = Тж{х-Л + г[1--^(2г0-г)]}. (9.15) 7
312
В случае действия на фундамент только одного момента (приняв
и выражении (9.6) Тх « 0) получим
W Btrijjh ’
где В = C/18)Paph3 + bWy.
Рассуждая, как и в предыдущем случае, получим расстояние до
точки поворота фундамента г0 = 2/г/З. Давление грунта на боковую
поверхность фундамента в этом случае составит
2ВМИ
г(г0-г). (9.17)
Наибольшее и наименьшее давления на грунт по подошве фунда-
мента будут равны
# ьми
°1,2 = ~р~ — ~~Q • 1
Определенное по формуле (9.14) или (9.18) наибольшее давление
не должно превышать расчетного сопротивления грунта R (или 1,2 7?).
Горизонтальные давления в грунте у боковой поверхности фунда-
мента, определенные по формуле (9.13) или (9.17) для значений г =
= /i/З и z = Л, должны удовлетворять условию (7.151).
Расчетом по второму предельному состоянию определяют осадки
фундамента и горизонтальные смещения верха опор мостов. Осадки
и смещения не должны превышать допустимых величин.
Если адЛ<1,6, то, как показывают расчеты, горизонтальное
смещение верха опоры можно найти в предположении бесконечной
жесткости фундамента по формуле
wb = co(z0-Mo)4-«b, (9.19)
где Ло •— расстояние от поверхности грунта до верха опоры; Пв«—
часть смещения вследствие деформаций тела опоры и части фунда-
мента, расположенной выше поверхности грунта.
Расчет колодца на строительные нагрузки. В период строительства
на колодец действуют различные силы, с учетом которых определяют
его схему, толщину стенок, необходимое сечение арматуры и марку
бетона.
Действующие в этой стадии нагрузки после опускания колодца
полностью теряют свое значение при заполнении его полости бетоном
и частично -— при пустотелых колодцах. Для пустотелых колодцев,
кроме того, требуется еще сделать дополнительный расчет стен и рас-
пределительных плит с учетом эксплуатационных нагрузок.
Проверка достаточности веса колодца для
его опускания. Такую проверку делают по выражению
GK/7\p>l,25, (9.20)
где GK <— вес колодца с учетом взвешивающего действия воды, если по-
гружают его без водоотлива; Ртр — равнодействующая предельных
сил трения по боковой поверхности колодца, определяемая по формуле
11 Костерив Э. В. 313
(9.2) без учета коэффициента однородности 0,7. Для колодцев, по
жаемых в тиксотропных рубашках, силы трения в пределах рубаш
не учитывают.
При расчете колодцев, погружаемых с помощью гидравличес
и гидропневматических подмывных устройств, предельные силы
ния, определяемые по рис. 9.6 и 9.7, допустимо снижать на 25%
Расчет первой секции колодца на изги
Первую секцию колодца бетонируют на подкладках, которые удаля
перед его погружением. Подкладки, удаляемые в последнюю очередь,
зывают фиксированными. При опускании колодцев в сухие грун
или с водоотливом грунт под ножевой частью в последнюю очере
выбирают у фиксированных зон. Поэтому расчет первой секции
изгиб под действием собственного веса можно вести исходя из схе
опирания колодца на фиксированные подкладки (рис. 9.10, а). Ра
стояние между такими подкладками определяют исходя из обеспе
ния равенства изгибающих моментов в сечениях над опорами (noj
кладками) и в середине пролета. При несоблюдении этого условй
возрастают изгибающие моменты и ухудшается работа секции на изги
Для колодцев, у которых отношение сторон alb^ 1,5, расстояш
между фиксированными подкладками допускается принимать 0,7 а. 1
Для колодцев, погружаемых без водоотлива, исходят из двуя
крайних случаев опирания первой секции колодца, которые воз!
можны в результате неравномерной разработки грунта. В перво»!
случае колодец рассчитывают, как балку на двух опорах пролетом J
(рис. 9.10, б), во втором — как балку, заделанную одним концом!
пролетом а/2 (рис. 9.10, в). По величинам изгибающих моментов!
определенных по указанным схемам, проверяют, достаточны ли при!
нятые размеры первой секции, ее армирование и марка бетона. I
Расчет стен колодца на разрыв. Вертикальные рас-1
тягивающие усилия в стенах колодца могут возникнуть при концентрат
ции сил трения грунта о боковую поверхность в верхней части колодца)
и подборке грунта под его ножом. а
Силы трения в верхних частях колодца могут увеличиться при зале-ч
гании на этих уровнях более плотных грунтов. Вопрос о распределе-J
нии сил трения нужно решать с учетом грунтовых условий. ।
Достаточный запас прочности можно получить в предположении^
что силы трения распределены по боковой поверхности колодца nd
закону треугольника с нулевым значением их у ножа и наибольшим
значением тм у верха колодца (рис. 9.10, г).
Полный вес колодца GK будет уравновешиваться равнодействующ
щей сил трения ’
O.=Y“’
где Л*—глубина погружения колодца; и*—его периметр.
Отсюда
2GK
hu
314
Рис. 9.10. Схемы к расчету колодца на нагрузки, действующие в строитель-
ный период
11*
Растягивающее усилие в сечении колодца на высоте г над ноже
Р у ТМЦ -2 __ Qg -2
g h 2 2Л z ~ h z № Z '
Положение опасного сечения определим, приравняв нулю прои;
водную от Pg:
dPg GK о GK n h
-ЗГ- = —-2-Кг = 0: г=2--
Тогда наибольшее усилие будет Рмакс = 0,25 GK.
По величине растягивающего усилия подбирают сечение верти
калькой арматуры.
Расчет стен колодца на изгиб в горизон
тальком направлении. Такой расчет выполняют для слу
чая, когда колодец опущен до проектной отметки и снаружи на неп
действует горизонтальное давление воды и грунта (рис. 9.10, д). Пр1
опускании колодца без водоотлива учитывается давление воды изну
три колодца в размере 50% от гидростатического, так как уровен]
воды внутри колодца может понизиться при разработке грунта.
При погружении колодца в тиксотропной рубашке нужно учиты
вать давление тиксотропного раствора, которое можно принимал
на любом уровне на 10% больше суммарного давления грунта и воды
В нижней части колодца рассчитывают участок стены над консолью
имеющей высоту, равную толщине стены. Полагают условно, что эта
участок воспринимает нагрузку, действующую и на консоль. Выде
ленный участок рассчитывают как раму, на которую действует сна
ружи равномерно распределенная нагрузка интенсивностью q ==
= р (hK + 6).
Продольные усилия, изгибающие моменты и поперечные силь
в такой раме определяют методами строительной механики. Благодаря
симметрии рамы и нагрузки расчет значительно упрощается. П(
найденным усилиям и моментам подбирают сечение арматуры, раз-
мещаемой горизонтально.
Вышележащие участки стен колодца рассчитывают аналогичным
способом, причем по высоте колодец делят на несколько зон. Для
расчета в каждой зоне выделяют участок высотой в 1 м, в пределах
которого давление грунта и воды принимают постоянным и равным
наибольшему давлению у нижней границы зоны. Всю зону армируют
так же, как и расчетный участок.
Расчет ножевой части колодца (консоли)
на изгиб выполняют для двух случаев. Первый случай соответ-
ствует схеме, показанной на рис. 9.10, е, когда колодец опущен на по-
ловину глубины и наращен очередной секцией высотой 4—6 м, а нож
врезался в грунт на глубину /х, принимаемую обычно равной 1 м.
Расчет ведут для участка в плане длиной 1 м. Все действующие силы
вычисляют для этого участка. Суммарное давление воды и грунта при-
нимают наиболее невыгодное для этого случая, т. е. минимально воз-
можное, не более 70% гидростатического давления. Силу трения опре-
316
леляют по формуле (9.2) при к, = 1 м. При этом вместо коэффициента
однородности 0,7 учитывают коэффициент перегрузки, равный 0,9.
Вертикальная составляющая реакции грунта будет равна
^ = G^-P;p = ^ + Af2, (9.21)
где Gk •— вес рассматриваемого участка колодца.
Величина W распределяется между банкеткой (горизонтальной
частью) и скошенной частью ножа пропорционально площадям частей
эпюры реактивных давлений грунта. Эту эпюру принимают в виде
трапеции. Вертикальная составляющая, действующая на скос кон-
соли, будет равна
= = <а22>
Горизонтальная составляющая давления грунта на скошенную
часть консоли будет равна
T = W2tg(P-q)o), (9.23)
где фо ’— Угол трения грунта о консоль.
Второй случай соответствует схеме, показанной на рис. 9.10, ас,
когда ко л оде пропущен на полную глубину и грунт под его подошвой
подобран. Колтодец удерживается силами трения. Давление грунта и
воды принимают, как и при расчете стен колодца на изгиб в горизон-
тальной плоскости.
. Если нож первой секции бетонируют в траншее или на отсыпан-
ной из грунта призме, то расчет колодца ведут на реактивные силы
Nlt и 7\ возникающие от веса первой секции. Наружную поверх-
ность в этом случае считают свободной от усилий. Составляющие Nlt
N2 и Т определяют по формулам (9.21)—(9.23), без учета силы трения
по внешней поверхности ножа.
В рассматриваемых расчетных случаях определяют изгибающие
моменты и нормальные силы в сечении С—С, по которым подбирают
вертикальную арматуру ножа. Двойную арматуру, определенную
в сечении С—С, сохраняют по всей высоте ножа. Выше сечения С—С
ее продолжают на длину, равную половине большего размера шахты
колодца в плане.
Проверка колодца на всплытие. Такую проверку
делают для случая, когда колодец опущен на проектную отметку,
уложена подушка подводного бетона и откачана вода из внутренней
полости колодца. Колодец проверяют на всплытие по формуле
GK -f-0,5P Тр
g&ohBF
^1,25,
(9.24)
где Gk —вес колодца с подушкой; Ртр —предельная сила трения,
определяемая по формуле (9.2) с коэффициентом перегрузки 0,9;
hB —расстояние от низа подушки до уровня воды; F —площадь
колодца по наружным размерам.
Для колодцев, опускаемых в тиксотропной рубашке, при невы-
полнении условия (9.24) следует предусматривать замену глинистого
317
раствора цементным. В этом случае можно принять в расчет уде/
ную силу трения в пределах площади рубашки, равную 10—20 кГ
Производство работ. В зависимости от местных условий спосо
изготовления и опускания колодцев могут быть различными.
На местности, не покрытой водой, колодец изготовляют и опуска
со спланированной поверхности. Для уменьшения глубины погруж
ния колодца иногда до горизонта вод предварительно отрывают ко
лован, со дна которого опускают колодец.
При слабых грунтах насыпают песчаную подушку толщиной не мен
0,5 м, на поверхности которой изготовляют первую секцию колодц
На местности, покрытой водо!
колодец можно погрузить с поверх
ности искусственного островка
Искусственные островки устраиваю
из песчаных и гравелистых грунтов!
средствами гидромеханизации.
При глубине воды до 2—3 м и:
малых скоростях течения, не вызы-i
вающих размыв грунтовых откосов»
островки оставляют без ограждений
(рис. 9.1). Размер островка по верху
определяется размером в плане опуск-
ного колодца и площадью для раз-
мещения необходимого оборудова-
ния. Ширина бермы должна быть не
менее 2 м.
При глубине воды до 4—6 м и
значительных скоростях течения
Рис. 9.11. Схемы ограждения остров- устраивают островки с деревянным
ков для опускания колодцев шпунтовым (см. рис. 9.11, а) или щи-
товым ограждением. Если грунты не
позволяют произвести забивку свай, то устраивают островки с ря-
жевым или ряжево-щитовым ограждением.
Шпунт ограждения рассчитывают на давление грунта со стороны
островка аналогично расчету шпунтового ограждения котлована
с одной распоркой (см. § 10). Чтобы давление от веса колодца не пере-
давалось шпунту на участке выше поверхности дна водоема, расстоя-
ние от края островка до колодца должно быть не меньше величины а*
(рис. 9.11, а), определяемой по формуле
aK = #otg (45° —ф/2).
Величина ак должна быть не менее 1,5 м.
Если глубина воды превышает 4—6 м, для погружения колодцев
нередко применяют островки круглой формы с ограждением из метал-
лического плоского шпунта или стальными сборными цилиндриче-
скими оболочками. Такие ограждения применялись при глубине воды
до 15—22 м. Расчетом ограждения из металлического шпунта опре-
деляют глубину забивки шпунта ниже дна водоема и наибольшие
разрывные усилия в замках шпунта.
318
Глубину забивки шпунта ниже дна водоема определяют с учетом
возможного наибольшего размыва дна у островка и из условия обеспе-
чения устойчивости грунта основания против выпирания из-под шпунта
под действием нагрузки, создаваемой весом островка, колодца и обо-
рудования. Давление в грунте под островком на уровне низа шпунта
(рис. 9.11,6) составит
где Yi —объемная масса грунта островка выше уровня воды; ув —
то же, ниже уровня воды; у —объемная масса грунта основания
Величина Нп равна
W„ = /4-Af/(YiFo),
где М —масса колодца и оборудования; Fo —площадь островка.
Приравнивая о значению Ro в формуле Соколовского (1.7) и учи-
тывая коэффициент условий работы т, получим
g (#nYi + hwyB 4- hy) = tn (Bgyh + DC).
Откуда необходимая глубина забивки шпунта
h = (Hnyl-\-hwyB-mDC/g)/[{mB- 1)у], (9.26)
где В и D —определяют по приложению I в зависимости от угла
внутреннего трения грунта, залегающего ниже сечения 1—1.
Разрывное усилие в замках на 1 см высоты шпунта согласно схемы
на рис. 9.11, б:
2Vp = р.Аг, (9.27;
где ра —боковое давление грунта на уровне дна водоема.
Величина разрывного усилия не должна превышать расчетного
сопротивления замков на разрыв.
Если для ограждения островка используют шпунт корытного про-
филя, разрывные усилия должны быть переданы на объемлющие
стальные пояса, устраиваемые из прокатных профилей или стальных
канатов.
При глубине воды более 4—6 м вместо островков может оказаться
целесообразнее применять наплавные колодцы (рис. 9.12, а—в).
Для погружения колодца с временным днищем его заполняют
водой и одновременно наращивают стены так, чтобы их верх нахо-
дился над водой. После опускания колодца на дно водоема и заглуб
ления в него временное днище удаляют подрыванием.
Для погружения колодцев с пустотелыми стенками их заполняют
бетоном. Колодцы со съемными крышками, регулируя давление сжа-
того воздуха, можно посадить более точно, особенно на слабые грунты
дна водоема.
Колодцы можно опускать также на полиспастах со стационарных
или плавучих подмостей (рис. 9.12, гид).
319
Колодцы высотой до 10 м, опускаемые с поверхности грунта
изготовляют целиком. При большей глубине погружения в начал
бетонируют первую секцию высотой до 3—4 м. В процессе погруже
ния стенки наращивают секциями по 4—6 м.
Основным методом производства работ на местности, покрыто!
водой, или при наличии грунтовых вод является погружение бе
водоотлива. Погружение с водоотливом применяют в устойчивых связ-
ных грунтах, когда i
приток воды в колодец не превышает 0,75 м®/ч
Рис. 9.12. Способы опускания колодцев на местности, покрытой водой
на 1 м2 его площади. Для подводной разработки грунта используют
грейферы, гидроэлеваторы и эрлифты.
При опускании колодца уровень воды в шахтах поддерживают
одинаковым с уровнем воды в реке во избежание внезапного наплыва
грунта в шахты извне, что может вызвать перекос колодца. При сла-
бых грунтах уровень воды в колодце рекомендуется поддерживать
несколько выше уровня воды вне его для создания обратного тока
воды.
Для колодцев, погружаемых без водоотлива, внизу устраивают
подушки из подводного бетона. Толщина подушки должна не менее
чем в 1,5 раза превышать меньший размер шахты колодца в плане.
Бетонирование производится по методу ВПТ. После приобретения
подводным бетоном необходимой прочности из колодца откачивают
воду и насухо заполняют шахты бетоном или бетонируют нижнюю
распределительную плиту для пустотелого колодца, затем устраивают
верхнюю распределительную плиту.
320
$ 36. КЕССОНЫ
Сущность метода, область применения и оборудование. При кес-
сонном способе ведения работ (рис. 9.13, а) в рабочую камеру / по-
дается сжатый воздух, под давлением которого вода вытесняется из
камеры, что позволяет разработку грунта вести насухо. Рабочая ка-
мера ограждена кессоном 2, имеющим боковые стенки —консоли 3
и потолок 4. На потолке кессона по мере его погружения ведут над-
кессонную кладку 5 из бутобетона.
В результате разработки грунта в рабочей камере кессон погру-
жается в грунт под действием собственного веса, веса надкессонной
кладки и оборудования. По достижении заданной глубины рабочую
Рис. 9.13. Кессонный способ устройства фундамента:
а — схема кессонных работ; б — готовый фундамент
камеру кессона и шахтный колодец заполняют кладкой 18 и 19.
В конечной стадии получается массивный фундамент глубокого зало-
жения, на котором возводят опору 20 (рис. 9.13, б).
Использование кессонов позволяет выполнять работы в любых
грунтовых условиях ниже горизонта вод и при наличии в грунтах
любых препятствий, что является основным достоинством этого вида
фундаментов. В рабочей камере можно вести освидетельствование
грунтов основания, испытывать, а в отдельных случаях и закреплять
их.
При кессонном способе работ можно предотвратить наплыв грун-
тов в рабочую камеру, что позволяет более безопасно возводить фун-
даменты по соседству с существующими сооружениями, чем при ис-
пользовании опускных колодцев.
Вместе с тем кессонному методу свойственны и существенные не-
достатки. К ним относятся вредное воздействие сжатого воздуха на
организм человека, сложность и трудоемкость кессонных работ.
321
Наибольшая глубина погружения кессонов ниже горизонта вод, зав
сящая от максимально допустимого безопасного давления сжатс
воздуха на организм человека, составляет 38 м.
Вследствие указанных недостатков кессонного способа возведен
фундаментов в отечественном мостостроении в последние годы кессо
используются редко: их вытеснили более прогрессивные свайные
столбчатые фундаменты глубокого заложения. В промышленн
строительстве кессоны применяют в сложных геологических услови
при возведении специальных сооружений, когда другие методы устро
ства фундаментов нельзя использовать.
Давление сжатого воздуха в рабочей камере зависит от величия
Sw заглубления ножа кессона ниже горизонта вод. Если грунт ра
рабатывают без применения гидромеханизации, то избыточное да
ление вычисляют по формуле
p = (Sw + 2)gA0- (9.2
Когда для разработки грунта применяют гидромеханизацию, дав-
ление в
рабочей
камере можно несколько снизить по сравнению с гидрсн
статическим, так как небольшое количество поступающей в рабочу]
камеру воды откачивается вместе с пульпой. В этом случае давлени
сжатого воздуха будет равно:
Р = SK.gA0 -Др.
(9.29)'
где Ар —допустимая разность гидростатического и воздушного дав-
ления, зависящая от физических свойств грунтов.
Величину Ар уточняют в процессе опускания кессона. Ее нужно
подобрать такую, чтобы исключался наплыв грунта в рабочую камеру
и был обеспечен баланс пульпы в зумпфе.
Режим пониженного давления создает более благоприятные усло-
вия для работающих в кессоне и уменьшает утечку воздуха из рабо-
чей камеры. Сжатый воздух в рабочую камеру поступает по трубам 6,
число которых, зависящее от площади кессона, должно быть не менее
двух. Воздухоподающие трубы оборудуют обратными клапанами на
случай аварии или прекращения подачи воздуха в рабочую камеру.
Воздух в шлюзовой аппарат подается по отдельным трубам 7. Сжатый
воздух вырабатывают специальные компрессорные станции 11, по-
лучающие питание от двух независимых источников энергии. На стан-
ции нужно иметь запасной компрессор производительностью не менее
самого мощного из работающих. Сжатый воздух, поступающий в воз-
духосборник 10, проходит через маслоотделитель 9.
Подъем материалов и грунта, а также подъем и спуск рабочих
в камеру кессона производится по вертикальным шахтным трубам.
12. Шахтные трубы собирают из металлических звеньев; стыки между
звеньями делают герметичными. По мере погружения кессона звенья
труб наращивают. Сверху на шахтные трубы устанавливают металли-
ческий шлюзовый аппарат 13, представляющий собой центральную'
камеру и прикамерки: пассажирский 14 и материальный 15. Давле-
ние сжатого воздуха в центральной шлюзовой камере и шахтных
трубах равно давлению в рабочей камере кессона.
322
Шлюзовый аппарат необходим для создания перехода от нормаль-
ного давления к повышенному и наоборот. Первый процесс называют
шлюзованием, а второй —вышлюзовыванием.
В пассажирских прикамерках давление сжатого воздуха нужно
изменять постепенно, чтобы не вызвать болезненных явлений в орга-
низме человека. Наиболее опасен переход человека из зоны повы-
шенного в зону нормального давления. Вследствие этого время вышлю-
зовывания должно значительно превышать время шлюзования.
Продолжительность работы в рабочей камере, время шлюзования
и вышлюзовывания зависят от избыточного давления сжатого воздуха
в кессоне.
Шлюзование материалов и грунта ведут через материальный при-
камерок, в котором давление изменяется более быстро. Монтаж и
демонтаж шахтных труб и шлюзового аппарата выполняют со спе-
циальных подмостей 16, которые возводят на потолке кессона. Для
работ по опусканию кессонов также используют кран, установленный
рядом с ним.
Помимо воздухоподающих труб в рабочую камеру подводят еще
сифонные трубы 17. По этим трубам удаляется из камеры испорченный
воздух, когда кессон проходит через плотные грунты, затрудняющие
естественную вентиляцию, а также случайно попавшая в кессон вода,
которая не может быть отжата через водонепроницаемые грунты.
Сифонные трубы служат и для форсированных посадок кессона.
Такие посадки делают в тех случаях, когда кессон зажат в грунте
силами трения. Для форсированной посадки снижают давление сжа-
того воздуха в рабочей камере (не более 50%) путем его выпуска через
сифонные трубы. При этом частично устраняется взвешивающее дав-
ление сжатого воздуха на кессон и увеличивается эффективный вес
кессона, вследствие чего он преодолевает силы трения и опускается.
Величина каждой форсированной посадки не должна быть более
0,5 м. Во время таких посадок люди не должны находиться в кессоне.
Конструкция кессона зависит от его размеров в плане, принятого
способа опускания и разработки грунта, несущей способности грунтов,
проходимых в начальный период погружения.
Для опускания с поверхности естественного грунта или искусствен-
ного островка применяют кессоны, изображенные на рис. 9.14, а, б.
Массивные кессоны изготовляют железобетонные или деревобетонные
с гибкой арматурой. Пример армирования железобетонного массив-
ного кессона с рекомендуемыми размерами консоли приведен на
рис. 9.15.
У кессонов, имеющих ширину больше 12—15 м (а в случае слабых
грунтов и при меньшей ширине), потолок устраивают ребристой конст-
рукции с ребрами одного или двух направлений (см. рис. 9.14, б).
Пустоты в потолке, образованные ребрами, значительно уменьшают
вес кессона после его изготовления и в начальной стадии опускания.
Эти пустоты заполняют бетоном, и они образуют сплошной потолок,
над которым возводится надкессонная кладка.
Кессоны, опускаемые на плаву или с подмостей, устраивают пусто-
телые деревобетонные (см. рис. 9.14, в), пустотелые железобетонные,
323
железобетонные с жестким деревянным или металлическим каркасо
имеющим водонепроницаемую обшивку (см. рис. 9.14, г).
Рис. 9.14. Типы кессонов
Производство работ. Кессоны, как и опускные колодцы, можно по-
гружать с поверхности грунта или искусственного островка, наплаву
и со стационарных или установленных на плавсредствах подмостей.
Для погружения кессонов применяют те же типы островков, что
и для опускных колодцев. Кессоны, опускаемые с поверхности грунта,
Рис. 9.15. Армирование железобетонного
массивного кессона и деталь ножа
бетонируют непосредственно на
месте в опалубке. Подкладки
из-под кессон удаляют в той же
последовательности, как и из-под
опускного колодца. В последнюю
очередь удаляют фиксированные
подкладки.
Наплавные кессоны обычно
изготовляют на берегу, а затем
по стапелям спускают на воду.
Для посадки наплавного кес-
сона на дно водоема заполняют
пустоты в консолях и потолке
бетоном и выполняют надкес-
сонную кладку. Выше потолка
кессон должен иметь водонепро-
ницаемую обшивку, которую
наращивают по мере погруже-
ния кессона в воду и грунт.
Нескальные грунты разрабатывают средствами гидромеханизации.
Этот способ позволяет сократить число работающих в камере кессона,
использовать режим пониженного давления и в несколько раз увели-
чить скорость погружения кессона. Гидромеханизация работ осо-
324
бенно эффективна в несвязных и слабосвязных грунтах. При разра-
ботке таких грунтов средствами гидромеханизации скорость погру-
жения достигает 4—5 м/сут, тогда как при ручной разработке грунта
скорость составляет в среднем 1 м/сут.
В нашей стране применяли автоматический, метод погружения
кессонов средствами гидромеханизации. В рабочей камере такого
кессона людей нет (так называемый слепой кессон). Однако полной
автоматизации достичь не удается, так как удаляют препятствия,
готовят и освидетельствуют основание в рабочей камере такого кес-
сона люди, работающие в условиях сжатого воздуха.
При гидромеханизированной разработке грунта устраивают зумпф
(приямок), из которого пульпу откачивает гидроэлеватор. Размыва-
ют грунт гидромониторы в направлениях от зумпфа к ножу с соблю-
дением уклонов, обеспечивающих стекание пульпы к зумпфу.
В твердых глинистых грунтах, слабо поддающихся размыву, целе-
сообразно сочетать механическую разработку грунта резанием с гид-
равлическим его транспортированием. Очень твердые грунты и глины,
содержащие большое количество включений, разрабатывают пневмо-
инструментом. Грунт удаляют бадьями по шахтным трубам через
шлюзовый аппарат.
Скальные грунты разрабатывают буровзрывным способом с при-
менением мелкошпуровых зарядов. В скальных грунтах контуры раз-
работки уширяют за пределы стен кессона на 10 см, а нож подбивают
глиной. В последнюю очередь разрабатывают перемычки в местах
положения фиксированных подкладок.
Камеру кессона после подготовки и освидетельствования основа-
ния заполняют бетоном с добавлением бута. Заполнение ведут от
консолей по направлению к шахтным отверстиям с тщательной под-
бивкой бетона под потолок кессона.
После заполнения камеры кладкой в нее нагнетают цементный
раствор состава 1 : 1 из шахтного патрубка под давлением сжатого
воздуха при открытых кранах воздушных труб, ведущих в камеру
кессона. Нагнетание раствора обеспечивает плотное сопряжение
кладки с потолком кессона. Шахтный колодец после демонтажа шахт-
ных труб и шлюзового аппарата тоже заполняют бутобетоном. При от-
сутствии специальных указаний в проекте шахтный колодец до уровня
промерзания грунта можно засыпать песком.
О расчете кессонов. Кессонный фундамент глубокого заложения
рассчитывают на эксплуатационные нагрузки с учетом его заделки
в грунте. Такой расчет ничем не отличается от рассмотренного в § 35
расчета опускного колодца. При расчете на эксплуатационные на-
грузки определяют внешние размеры фундамента. Расчет кессона на
строительные нагрузки рассматривается в специальной литературе.
ГЛАВА 10
ФУНДАМЕНТЫ В ОСОБЫХ УСЛОВИЯХ
$ 37. ФУНДАМЕНТЫ НА ВЕЧНОМЕРЗЛЫХ ГРУНТАХ
Деформации фундаментов и их причины. Вечномерзлые грунты
занимают около 47% территории СССР. Для освоения природных
богатств на Севере и Востоке нашей страны ведется интенсивное строи-
тельство инженерных сооружений, в том числе и транспортных, на
вечномерзлых грунтах.
Возведение сооружений и их фундаментов на мерзлых грунтах
имеет свою специфику, неучет которой приводил к значительным мас-
совым деформациям сооружений.
Основные виды деформаций и их причины: осадки и просадки фун-
даментов в результате оттаивания мерзлых грунтов в основании, вы-
пучивание фундаментов при замерзании и последующие их осадки
после оттаивания грунтов деятельного слоя, деформации за счет на-
ледных явлений.
Вечномерзлые грунты в основании массивных фундаментов опор
мостов могут оттаивать вследствие повышенного поступления тепла
в грунт через опору и фундамент (рис. 10.1), так как теплопровод-
ность материала опоры и фундамента значительно превышает тепло-
проводность грунта. Неравномерное оттаивание является одной из
основных причин неравномерных осадок фундаментов.
На практике наибольшее число аварий отапливаемых зданий и
сооружений наблюдалось в результате оттаивания мерзлых грунтов
в тех случаях, когда не предусматривались достаточно надежные
конструктивные и эксплуатационные мероприятия, препятствующие
поступлению тепла в грунт основания; а конструкции сооружений
не были приспособлены к неравномерным осадкам. Аварии возникали
и из-за неправильной организации строительных работ.
Процессы морозного пучения развиваются при промерзании грун-
тов деятельного слоя. При взаимодействии промерзающего грунта,
подверженного морозному пучению, с фундаментом возникают на-
правленные вверх касательные напряжения, действующие по боко-
вым граням фундамента, а также дополнительные нормальные напря-
кения по подошве фундамента, если она расположена в пределах
штивной зоны. Если равнодействующая направленных вверх сил
вучения превысит действующую на фундамент вертикальную нагрузку
1 его вес, то он начнет перемещаться вверх по мере развития пучения
Неравномерный подъем фундаментов приводит к деформациям над-
[)ундаментных частей сооружения.
126
При оттаивании грунтов осадка фундаментов чаще всего бывает
тоже неравномерная, что является причиной развития дальнейших
деформаций сооружения. При этом в результате заплывания разжи-
женного грунта под подошву фундамента последний может опускаться
не на полную величину подъема. Отсюда следует, что деформации
выпучивания могут ежегодно накапливаться.
Из транспортных сооружений выпучиванию особенно подвержены
массивные фундаменты опор мостов малых пролетов и реже средних
пролетов, свайные и рамные опоры деревянных мостов, а также трубы.
Эти сооружения имеют вес, недостаточный для компенсации сил пу-
чения при неглубокой заделке фундаментов в слой вечной мерзлоты
ниже границы деятельного слоя.
Рис. 10.1. Схемы оттаивания мерзлых грунтов в основании массивных
мостовых опор в результате поступления тепла через опоры:
а — под фундаментом устоя с обратными стенками; б — под фундаментом про-
межуточной опоры; / — первоначальная граница вечной мерзлоты; 2 — граница
мерзлоты после оттаивания
На развитие деформаций существенное влияние оказывают особен-
ности воднотеплового режима малых водотоков, у которых русловой
поток в зимний период отсутствует вовсе или глубина его становится
небольшой, вследствие чего в суровых климатических условиях водо-
ток полностью промерзает.
У многопролетных мостов деформациям выпучивания особенно под-
вергаются промежуточные опоры. Береговые опоры, фундаменты ко-
торых закрыты насыпью, в силу ее отепляющего влияния, выпучи-
ваются значительно меньше или совсем не деформируются.
При достаточной заделке фундамента в слой вечной мерзлоты,
но недостаточной прочности его материала, под действием сил пучения
может произойти разрыв кладки фундамента или ствола сваи.
Наледные бугры, образующиеся на малых водотоках, полностью
или частично закупоривают отверстия мостов или труб и могут вы-
звать деформации легких мостов, разрушение материала труб и опор
мостов. Во время весеннего паводка может произойти подмыв фунда-
ментов, так как заполненные льдом отверстия не в состоянии обеспе-
чить нормальный пропуск вод. Оттаивание мерзлых грунтов основа-
ния за счет тепла, передаваемого водой, фильтрующейся с большой
327
скоростью, может послужить причиной возникновения осадок и про-'
садок фундаментов. ;
Основные методы строительства фундаментов. В настоящее время
при строительстве сооружений в условиях вечной мерзлоты разли-'
чают два основных принципа использования мерзлых грунтов в осно-
вании сооружений: принцип I предусматривает сохранение грунтов
основания в мерзлом состоянии на весь период строительства и экс-
плуатации сооружения; по принципу II грунты основания исполь-
зуют в оттаивающем или оттаявшем состоянии.
Кроме того, в ряде случаев фундаменты сооружают без учета мерз-
лого состояния грунтов основания. Такой метод применим, если
в пределах расчетной глубины оттаивания залегают скальные и полу-
скальные породы, не имеющие значительных трещин, заполненных
льдом, а также непросадочные плотно сложенные сухие крупнообло-
мочные и гравелистые грунты, не подстилаемые льдистым мерзлым
грунтом.
Фундаменты проектируют в таких условиях так же, как и для
талых грунтов, соблюдая необходимые противопучинные мероприятия,
рассмотренные далее, в тех случаях, когда выше кровли скального
основания залегают подверженные пучению грунты деятельного слоя.
Глубина заложения фундаментов на естественном основании опре-
деляется отметкой кровли слоя грунта, несущая способность которого
достаточно высока и не зависит от его температуры. Если скальные
и полускальные грунты, обладающие указанными свойствами, зале-
гают на значительной глубине, можно применять сваи-стойки и столбы,
опертые на скалу.
Под русловой частью крупных рек вечная мерзлота может отсут-
ствовать и в таких условиях фундаменты опор мостов строят обычным
путем. Под средними и мелкими водотоками в силу их отепляющего
влияния верхняя граница вечной мерзлоты может залегать на зна-
чительной глубине. В этих случаях между деятельным слоем и веч-
ной мерзлотой образуется слой талого грунта.
При достаточной несущей способности этого слоя и значительной
его мощности, исключающей оттаивание нижележащей мерзлоты
после постройки сооружения, фундаменты можно проектировать так
же, как и в талых грунтах, т. е. оставляя подошву фундамента в слое
талого грунта и предусматривая, в необходимых случаях, противо-
пучинные мероприятия. Если слой мерзлоты имеет небольшую мощ-
ность и залегает близко к поверхности, может оказаться целесообраз-
ным пройти этот слой сваями или столбами до талых грунтов, имею-
щих достаточную несущую способность.
Строительство по принципу I —сохранения мерз-
лого состояния грунтов в основании целесообразно тогда, когда
грунты в природных условиях находятся в твердомерзлом состоянии,
имеют достаточную мощность слоя (15—20 м и более) и температурный
режим их устойчив.
По этому принципу на мерзлых грунтах строят неотапливаемые
сооружения, а также здания, отапливаемые до нормальной комнатной
температуры. Строительство по этому принципу возможно при условии
328
сохранения мерзлого состояния грунта на весь срок существования
сооружения.
Фундаменты транспортных сооружений также строят по этому
принципу. Требование сохранения температурного режима вечно-
мерзлых грунтов в процессе строительства и в период эксплуатации
искусственных сооружений вполне выполнимо. Необходимо преду-
смотреть, чтобы искусственные сооружения на мерзлых грунтах могли
пропускать паводковые воды без образования перед ними значитель-
ных подпоров, которые могут быть причиной понижения верхней
границы мерзлоты особенно с верховой стороны.
Чтобы грунты основания не оттаивали, опоры должны иметь не-
большую площадь их нагрева солнцем, а фундаменты в пределах
деятельного слоя —небольшое поперечное сечение и достаточное за-
глубление, обеспечивающее сохранение мерзлого грунта в основании
в летний период и достаточное заанкеривание фундамента в мерз-
лом грунте против выпучивания в период промерзания деятельного
слоя. По этим соображениям массивные мостовые опоры с массивными
фундаментами использовать нецелесообразно. Исключение составляют
устои обсыпного типа, закрытые насыпью, которая предохраняет их
от нагревания солнцем и уменьшает и даже полностью исключает
воздействие морозного пучения на фундаменты.
Наиболее целесообразно возводить на малых водотоках мосты с уве-
личенными отверстиями эстакадного типа со свайными (рис. 10.2)
и столбчатыми опорами.
В качестве несущих элементов для повышения долговечности соору-
жений рекомендуется использовать сплошные железобетонные сваи
с увеличенными поперечными размерами и столбы круглой или близ-
кой к ней многоугольной формы сечения.
Когда грунтовые условия не позволяют погрузить сваи или столбы,
а также при отсутствии необходимого оборудования для этого, можно
сооружать рамные железобетонные опоры. Такие опоры состоят из
стоек и сборных фундаментных башмаков. Стойки нужно надежно
замоноличив'ать с башмаками, чтобы последние служили анкерами,
противодействующими силам пучения.
Сваи, столбы и стойки рам имеют небольшую поверхность нагрева
по сравнению с опорами массивного типа. Вследствие небольшого
сечения свай и стоек они меньше подвержены выпучиванию, так как
поверхность смерзания с грунтом деятельного слоя у них невелика.
Такие конструкции можно надежно заанкерить в мерзлом грунте,
что вместе с передачей на них значительных нагрузок за счет сокра-
щения их числа дает возможность компенсировать влияние сил пу-
чения грунта. Влияние этих сил можно уменьшить применением на-
клонных свай.
Свайные опоры мостов создают благоприятные условия для сохра-
нения естественного режима вечномерзлых грунтов и режима грун-
товых и поверхностных водна водотоках. Кроме того, индустриальные
конструкции свайных и рамных опор позволяют строить мосты в сжа-
тые сроки. Свайно-эстакадные мосты увеличенного отверстия целе-
сообразно устраивать и на водотоках с наледями.
329
Расчеты фундаментов мелкого заложения, возводимых на твердо^
мерзлых грунтах с сохранением их мерзлого состояния, выполняю!
по первому предельному состоянию, учитывая, что деформации мерз<|
лых низкотемпературных грунтов обычно несущественны. '<
К твердомерзлым грунтам, прочно сцементированным льдом, отно^
сятся песчаные и глинистые грунты, если их температура в градусах
Рис.
10.2. Мосты на свайных
опорах в условиях вечномерзлых грунтов:
I — граница мерзлоты: 2 — башмак-анкер
Дельсия ниже: песков пылеватых —0,3, супесей —0,6, суглинков
—1,0 и глин —1,5.
Расчет фундаментов, возводимых по принципу сохранения мерз-
юты, ведут, выполняя условие (1.1).
Несущую способность любого фундамента (свайного, столбчатого,
j виде отдельного башмака, массивного) по сопротивлению грунта
шределяют по формуле
Рт = 1^т S wi/TcAA4-^/n2W*. (10.1) j
is. I i=i fl
130
Первое слагаемое в правой части этой формулы —касательная
составляющая сопротивления грунта вдоль боковой поверхности фун-
дамента в пределах талого слоя грунта. Эту составляющую можно
учитывать только для свайных фундаментов, когда между слоем се-
зонного промерзания и вечномерзлым грунтом находится слой талого
грунта. В эту толщу также можно включить верхний деятельный
слой, если последний образован песчаными или крупнообломочными
грунтами. Величины k0, т и т" имеют тот же смысл, что и в формуле
(7.10). Они определяются по данным § 23.
Второе слагаемое в выражении (10.1) представляет собой каса-
тельную реакцию, обусловленную смерзанием грунта с боковой по-
верхностью фундамента, третье —сопротивление мерзлого грунта под
подошвой фундамента (сваи).
Таблица 10.1
Фундаменты и условия их устройства
Все виды фундаментов (кроме свайных) с уплотнением об-
ратной засыпки при температуре грунта —2е
То же, при t > —2°
Сваи свободно погружаемые в скажины или в оттаявший
грунт
Бурозабивные или забивные сваи
Коэффициент mi
1
0,9
1
1,1
Таблица 10.2
Фундаменты и грунты
Все виды фундаментов, кроме свайных при грунтах всех
видов
Свайные фундаменты при крупнообломочных грунтах без
значительных ледяных включений при ла 0,03
То же, на крупнозернистых и среднезернистых песках без
значительных ледяных включений при л„ 0,03
То же, на крупнообломочных и песках крупных и средней
крупности при лв > 0,03, а также песках мелких и пылеватых
и глинистых грунтах всех видов при лв=^0,1
То же, на грунтах глинистых и других всех видов с сетча-
той и слоистой текстурой при лв > 0,1
Коэффициент mt
I
2,5
1,5
1,2
1
Остальные величины в этой формуле имеют следующий смысл:
ki и k2 —коэффициенты однородности мерзлого грунта, принимаемые
равными 0,8; тг и т2 —коэффициенты условий работы, различные
для двух составляющих реакции основания, определяемые по табл. 10.1
и 10.2 с учетом вида фундамента, условий его устройства и свойств
грунта; ulf —периметр сечения фундамента в пределах j-го слоя
грунта мощностью hf, т —количество слоев мерзлого грунта в пре-
делах его смерзания с боковой поверхностью фундамента; ТсД/ —нор-
331
мативное (предельное) сопротивление мерзлого грунта сдвигу по бо-;
ковой поверхности смерзания для средины /-го слоя грунта; /?я -ч
нормативное (предельно длительное) сопротивление мерзлого грунта
по подошве фундамента.
Значение длительной прочности смерзания грунта с боковыми бе-1
тонными и деревянными поверхностями фундамента т“д можно при-
нять по табл. 10.3. Для металлических необработанных поверхностей
значения принимают по этой же таблице с коэффициентом 0,7.
Таблица 10.3
Грунты Температура грунтов, ®С
—0,5 —1 —1,5 —2 —2,5 —3 —3.5 —4
тя , нПа ОД
Песчаные всех видов Глинистые, включая пылеватые 70,6 49,5 127,3 98,1 156,9 127,3 196,2 147,1 225,4 176,6 255,0 196,2 284,4 225,4 323,3 245,2
Значения т“д зависят от вида грунта и его температуры. Поэтому
предварительно необходимо установить закономерность распределе-
ния температур мерзлого грунта от границы мерзлоты вглубь до по-
дошвы фундамента. Следует принимать такое возможное распределе-
ние температур, при котором равнодействующая сил смерзания будет
иметь наименьшее значение.
Можно пользоваться также понятием осредненной эквивалентной
температуры t9 в пределах глубины смерзания и понятием соответ-
ствующей ей эквивалентной средней прочности смерзания грунта с
боковой поверхностью фундамента т"д э> Тогда вторую составляющую
в выражении (10.1) при постоянном сечении фундамента в пределах
его заглубления в мерзлоту на величину h* можно определить более
просто:
kitTli ^1/^сд/Л/ = ^1/^1Р1Лсд.эЛм. (10.2)
/=1
Для ступенчатых фундаментов hu учитывают только в пределах
высоты нижней ступени hCT1.
Значения /?н можно принять по табл. 10.4 в зависимости от вида
грунтов и температуры. Ra так же, как и т2, зависит от льдистости
грунта за счет ледяных включений лв.
При расчете фундаментов мелкого заложения на центральную на-
грузку Р, используя выражения (10.1) и (10.2), а также условие 1.1,
получим формулу для определения площади подошвы фундамента F:
ktm^. (10.3)
332
Таблица 10.4
Грунты Температура грунта, °C
—0,5 -1,5 —2 —2,5 —3 —3,5 —4
/?н кПа
Крупнообломочные и пес- чаные крупные и среднезер- нистые 883 1176 1377 1569 1765 1864 2058 2255
Песчаные мелкие и пыле- ватые 687 883 1079 1278 1377 1569 1667 1765
Супеси, включая пылева- тые 491 687 883 981 1078 1278 1377 1471
Суглинки и глины, вклю- чая пылеватые 392 588 687 784 883 981 1078 1176
Все виды указанных грун- тов с ледяными прослойка- ми 0,2 ес лв 0,4 294 392 491 588 687 784 784 383
Выражение (10.3) можно привести к виду
+ + МЬтсд.эрб, (Ю-4)
где рб = whCT/F = FCJF\ и —периметр подошвы фундамента; hCT —
высота нижней ступени, в пределах которой учитывают смерзание
фундаментов с грунтом; уф — сред-
няя объемная масса материала
фундамента и грунта на его усту-
пах, принимаемая как и для фун-
дамента в талых грунтах; /гт —рас-
стояние от поверхности грунта до
границы мерзлоты.
Величиной рб, равной отноше-
нию площади смерзания боковой
поверхности фундамента с грун-
том Рсд к площади его подошвы,
предварительно приходится зада-
ваться.
Из выражения (10.4) можно
определить необходимую площадь
подошвы фундамента.
При расчете фундаментов мел-
кого заложения на внецентренную
нагрузку (рис. 10.3) можно учиты-
вать разгружающий момент, возни-
кающий за счет касательных сил
Рис. 10.3. Схема к расчету внецентрен-
но нагруженного фундамента в мерзлом
грунте
смерзания боковой поверхности
нижней ступени фундамента с грунтом. В этом случае расчетная за-
висимость для определения размеров фундамента будет иметь вид:
P/F+ЭТф (Л» + М + (М - Мсм)/W 1,
(10.5)
333
где F и W —площадь и момент сопротивления подошвы фундамента,
М —внешний расчетный момент, действующий на фундамент.
Величину разгружающего момента в случае прямоугольного фун-
дамента при действии внешнего момента в направлении стороны b
можно определить по формуле
Мсм = (а 4-0,5b), (10.6)
где а —длина фундамента.
Число свай в фундаменте при действии осевой нагрузки опреде-
ляют аналогично тому, как их рассчитывают для талых грунтов.
Разница заключается в том, что несущую способность сваи по грунту
определяют в данном случае по выражению (10.1).
При расчете свай на поперечные нагрузки для фундаментов опор
мостов можно исходить из предпосылок, рассмотренных в § 26, как
и для талых грунтов. Возможность использования этих предпосылок
в данных условиях объясняется тем, что наихудшие условия работы
сваи на поперечный изгиб будут приходиться на летний период,
когда верхний слой грунта находится в оттаявшем состоянии. Кроме
того, в силу отепляющего влияния водотоков глубина оттаивания
будет значительной. Поэтому грунт выше границы мерзлоты в этот
период можно рассматривать как среду с упругими свойствами, харак-
теризующимися коэффициентом постели, пропорциональным глубине.
Величину коэффициента пропорциональности тд можно принимать
по табл. 7.12. Сваю в этом случае можно рассматривать, как жестко
заделанную в мерзлоту на уровне летней границы последней. Если
мощность талого слоя небольшая, работу сваи в грунте на попереч-
ные нагрузки можно рассматривать как в двухслойной среде с двумя
коэффициентами пропорциональности тд1 и тч2. Среднее значение тд1
можно определить по выражению (7.79). Коэффициент /ид2для мерзлого
грунта следует устанавливать экспериментальным путем.
Длину сжатия свай /дг (см. § 25) в первом приближении можно
принять равной полной фактической ее длине, как для сваи-стойки.
В промышленном и гражданском строительстве для отвода тепла
и сохранения мерзлого состояния грунтов под отапливаемыми зда-
ниями и сооружениями применяют два способа, успешно оправдавшие
себя на практике в течение многих лет: устраивают вентилируемое
зимой подполье; под сооружениями прокладывают подземные охлаж-
дающие вентиляционные каналы. Первый способ является основным.
В последние годы широко применяют свайные фундаменты под
стенами зданий (рис. 10.4). Такие фундаменты являются наиболее
экономичными и индустриальными, позволяющими вести строитель-
ство круглый год.
Способ сохранения мерзлого состояния грунтов с помощью устрой-
ства специальных подземных охлаждающих каналов применяется
для тех промышленных сооружений, у которых весьма значительны
нагрузки на пол первого этажа и устройство вентилируемого под-
полья становится нерациональным, так как в этом случае требуются
весьма мощные несущие конструкции.
334
Возводить сооружение по принципу II целесообразно тогда,
когда сохранить мерзлоту под ним невозможно или экономически не-
выгодно. При строительстве фундаментов по этому принципу воз-
можны два способа использования вечномерзлых грунтов.
По первому способу допускается оттаивание мерзлых грунтов в про-
цессе строительства и эксплуатации сооружения. Во втором способе
производят предварительное оттаивание до постройки сооружений,
а при необходимости и укрепляют оттаявший грунт.
В строительстве искусственных сооружений первый способ при-
меняют, когда слой вечномерзлого грунта имеет мощность менее 20 м
и температуру более —0,5 °C.
менты на сваях, погружен-
ных на значительную глуби-
ну. Несущую способность
свай определяют с учетом
свойств оттаявшего грунта.
В промышленном и граж-
данском строительстве этот
метод применяют для отапли-
ваемых зданий и сооруже-
ний, главным образом при
строительстве их на непроса-
дочных грунтах.
При методе, учитывающем
постепенное оттаивание мерз-
лых грунтов, требуются кон-
струкции, мало чувствитель-
ные к неравномерным осад-
кам.
Расчет оттаивающих осно-
ваний ведут по первому и
этих случаях целесообразны фунда-
Рис. 10.4. Свайный фундамент отапливаемого
здания с проветриваемым подпольем:
/ — свая; 2 — ростверк; 3 — стена; 4 — утеплен-
ное перекрытие первого этажа; 5 — вентиляцион-
ные отверстия в цоколе
второму предельным состоя-
ниям. Несущая способность грунтов после оттаивания должна гаран-
тировать сооружение от потери устойчивости, что возможно при зна-
чительном развитии областей предельного равновесия и выдавливания
грунта из-под фундамента.
Расчетом по второму предельному состоянию определяют осадки,
разности осадок, крены и относительные прогибы фундаментов в про-
цессе оттаивания. Эти величины не должны превышать предельно
допустимых значений, указанных в нормах. Ограничения наклады-
ваются не только на эти величины, но и на скорости осадок.
Для расчета осадок необходимо определить глубины протаивания
во времени под различными точками сооружения в плане. Очертание
чаши протаивания под сооружением в различные моменты времени
определяют с помощью теплотехнических расчетов, которые изла-
гаются в специальной литературе.
Способ предварительного оттаивания и укрепления оттаявших
грунтов основания применяют при небольшой мощности мерзлых
грунтов, островном их залегании, наличии в них талых прослоек
335
и при относительно высокой температуре мерзлых грунтов. В резул!
тате предпостроечного оттаивания большая часть осадки основани
происходит до постройки сооружения, что значительно улучшае
работу фундаментов по сравнению с условиями их работы, когда грунт!
оттаивают в процессе эксплуатации сооружения.
Для предпостроечного оттаивания грунтов можно применить есте
ственное солнечное тепло, гидравлический метод, паро- и электро-
отогревание. Оттаявшие грунты можно укрепить одним из методов,
рассмотренных в гл. 6.
Проектируют фундаменты в этих случаях по обычным правилам,
как на талых грунтах. Глубины заложения фундаментов в пучинистых
грунтах назначают ниже глубин сезон-
Рис. 10.5. Схема к расчету фун-
дамента на выпучивание
ного промерзания грунтов.
Расчет фундаментов на выпучивание
и мероприятия, уменьшающие пучение
грунтов. При строительстве по любому
из перечисленных методов в случае
пучинистых грунтов деятельного слоя
фундамент необходимо предохранить от
выпучивания. Устойчивость фунда-
мента на таких грунтах будет обеспечена
(рис. 10.5), если действующая сила пу-
чения Рп будет меньше ее предель-
ного значения Р^р, т. е. когда соблю-
дается условие
рп =___________________<
₽+°ф+Vca.A+vX " т’
(10.7)
где —средняя нормативная в пределах активного слоя величина
сил пучения; ha —мощность активной (в смысле пучения) части дея-
тельного слоя; Тсд.э —средняя величина длительной прочности смер-
зания по глубине заделки фундамента в слое вечной мерзлоты; тн —
предельное трение по поверхности фундамента в пределах талого
слоя; hr—мощность талого слоя; Р и 6Ф—расчетная постоянная
нагрузка, действующая на фундамент и его собственный вес, опреде-
ляемые с учетом коэффициента перегрузки = 0,9; «1 и и2 —пери-
метры верхнего и нижнего сечения фундамента; т —коэффициент
условий работы, обычно принимаемый равным 0,9—Г, п —коэффи-
циент перегрузки для касательных сил пучения, равный 1,2—1,4.
Мощность активной зоны при деятельном слое, не сливающимся
с вечномерзлой толщей, равна полной мощности деятельного слоя
h& = /ц; при сливающемся деятельном слое ее принимают равной
h& — 2ЙД/3. В последнем случае вследствие миграции влаги к фрон-
ту промерзания нижняя часть деятельного слоя обезвоживается, ста-
новясь непучинистой. Силы трения тн в пределах талого слоя при не-
большой его мощности обычно не учитывают.
336
Из выражения (10.7) можно определить необходимую глубину за-
делки фундамента в слой вечной мерзлоты
ft ("/'”) т"цЛ-(р+оф)-ц1тЧ . (1а8)
“ “гтед.»
Величину tJ лучше всего определять опытным путем в полевых
условиях, замеряя силы пучения стоек, установленных в промерзаю-
щие грунты. При отсутствии опытных данных допускается принимать
т” равным 80 кПа для районов с температурой грунта на глубине
10 м, равной — 3° С и выше, и 60 кПа для районов с температурой
на той же глубине ниже —3° С.
Фундамент, заложенный в вечную мерзлоту, под действием сил
пучения может работать на растяжение. Растягивающее усилие в се-
чении по подошве активного слоя определяют по выражению
Ур = п*Л-(6а + П, (10-9)
где Ga — вес части фундамента выше рассматриваемого сечения.
По величине Np проверяют сечение фундамента и в необходимых
случаях определяют площадь дополнительной вертикальной арма-
туры в железобетонных фундаментах.
Из анализа зависимости (10.8) вытекают практические меры борьбы
с выпучиванием фундаментов. Уменьшить заделку фундамента в мерз-
лом грунте можно следующими мероприятиями: увеличением нагрузки
на фундамент (в мостах — применением больших пролетов, а также
путем увеличения несущей способности свай или столбов, что позволяет
уменьшить их количество в опоре); уменьшением периметра фунда-
мента в пределах деятельного слоя; увеличением периметра фундамента
в пределах слоя вечной мерзлоты и увеличением сил смерзания грунта
с боковой поверхностью фундамента; уменьшением сил пучения с по-
мощью специальных мероприятий.
Для уменьшения >ил пучения применяют противопучинные за-
сыпки из сухого гравия или гальки, огражденные деревянными щи-
тами против заиливания, засыпки из слоя засоленной глины, имеющей
низкую температуру замерзания, или из гидрофобного (водоотталки-
вающего) материала, а также обмазки специальными мастиками и т. п.
Следует отметить, что фундаменты транспортных водопропускных
сооружений, грунты возле которых находятся в условиях постоянного
водонасыщения или избыточного увлажнения, не могут надежно пре-
дохраняться от воздействия сил пучения противопучинными засып-
ками.
Особенности производства работ. Как указывалось, в условиях
вечномерзлых грунтов широко применяют свайные фундаменты. По-
грузить сваи в мерзлоту можно различными способами. В пластично-
мерзлые глинистые грунты при их температуре выше —0,5° С для
супесей, —0,8° С для суглинков и —1,2° С для глин сваи нередко
забивают обычным путем без какой-либо предварительной подготовки
грунта. Однако возможность такого способа ведения работ должна
быть подтверждена результатами пробной забивки.
337
При указанной выше температуре грунтов, но при содержания
в них крупноблочных включений до 20—30% сваи забивают в про]
буренные скважины, диаметр которых назначают равным 0,7—0,9 ofl
диаметра свай. При таком способе забивки свай в грунты с боле]
низкой температурой и при содержании в них большего количеств!]
твердых включений может потребоваться тяжелое сваебойное обору]
дование. Возможность применения его должна быть обоснована опыт]
ными работами. 1
Преимущества рассмотренных методов заключаются в том, что!
расчетные нагрузки на сваи можно приложить практически сразу же!
после их забивки (через 1—2 суток). 1
Широко распространен в строительстве на низкотемпературных]
грунтах метод установки свай и столбов в пробуренные скважины,]
диаметр которых превышает диаметр несущих элементов. После буре-л
ния скважину частично заполняют грунтовым или цементным раство-1
ром, и в нее краном свободно погружают сваю. Раствор, вытесненный]
сваей, заполняет пространство между стенками скважины и сваей. ]
При таком способе не требуется сваебойного оборудования.
Время вмерзания несущего элемента в грунт зависит от темпера-1
туры мерзлой толщи, времени года и климатических условий района ।
строительства. Ориентировочно для летнего и осеннего периодов это^
время при температуре мерзлоты 2—0,5° С составляет 80 суток, при 1
—3° С — 12 суток, а для весеннего и зимнего периодов при тех же л
температурах мерзлоты — соответственно 50 и 6 суток. Сваи или
столбы можно нагрузить расчетными усилиями только после их смер-;
зания с грунтом.
На практике в этих условиях применяют также метод оттаивания
мерзлых грунтов перед забивкой свай с помощью паровых игл. Под
каждую сваю грунт оттаивают в виде цилиндрической области, диа-
метр которой (как правило, превышающий диаметр свай), выбирают
из условия возможности погружения сваи имеющимся сваебойным
оборудованием.
Глубину оттаивания определяют с учетом глубины погружения
сваи в мерзлую толщу. Время замерзания грунта вокруг сваи при
этом методе получается наибольшим. В летний и осенний периоды
при температуре мерзлого грунта—1,5° С ориентировочно оно состав-
ляет 140 суток, а при температуре —3° С — 70 суток. В зимний и
весенний периоды при тех же температурах соответственно— 120 и
50 суток. Из-за большого периода естественного смерзания этот метод
не эффективен для высокотемпературных грунтов. По этой же при-
чине его нельзя рекомендовать при очень близком расположении
свай и в грунтах с более низкой температурой.
Для транспортных сооружений метод забивки свай с протаиванием,
грунта можно использовать в строительстве по принципу I, когда,
температура мерзлого грунта не превышает —1,5° С. Применять этот(
метод затруднительно для погружения свай в песчано-гравелистые
грунты, а также грунты, содержащие много включений.
При возведении фундаментов мелкого заложения и свайных фунда-,
ментов с низкими ростверками по принципу I нельзя допускать оттаи-
338
вание грунтов основания в период производства котлованных работ.
Для устройства таких фундаментов более целесообразно выполнять
работы в зимнее время.
При строительстве сооружения по принципу I по возможности
не следует нарушать существующий растительный покров, который
сохраняет естественный температурный режим мерзлой толщи.
§ 38. ФУНДАМЕНТЫ НА ПРОСАДОЧНЫХ ГРУНТАХ
В просадочных грунтах, находящихся в напряженном состоянии
от внешней нагрузки и собственного веса, при замачивании возникают
значительные дополнительные деформации (просадки), обусловлен-
ные коренным изменением структуры грунтов. Просадочными свой-
ствами обладают многие лёссы и лёссовидные грунты.
В мостостроении на просадочных грунтах приходится возводить
фундаменты путепроводов в районах распространения этих грунтов
и мостов через каналы в районах орошаемых земель. При строитель-
стве через естественные постоянные водотоки просадочные явления
возникают редко, так как грунты вблизи естественных водотоков,
будучи сильно увлажнены, не обладают просадочными свойствами.
Грунтовые условия строительных площадок по просадочности де-
лятся на два типа: I тип, когда просадка только от собственного веса
грунта не возникает или значение ее не превышает 5 см; II тип, когда
возможна просадка от собственного веса грунта.
В грунтовых условиях I типа просадка происходит в основном
в пределах деформируемой зоны от нагрузки, передаваемой грунту
фундаментом, или другой внешней нагрузки и собственного веса
грунта в пределах этой зоны. В грунтовых условиях II типа помимо
просадки, возникающей в пределах деформируемой зоны под соору-
жением, как и в первом случае, возможна просадка грунта от его
собственного веса в нижней части просадочной толщи.
Просадочные явления могут проявиться в результате увлажнения
грунтов, обусловленного различными причинами: интенсивным зама-
чиванием всей просадочной толщн на площади значительных разме-
ров, местным замачиванием на ограниченном участке, подъемом уровня
грунтовых вод, медленным повышением влажности грунта вследствие
нарушения естественных условий испарения грунтовой влаги и стока
поверхностных вод при освоении территорий.
Возможную просадку основания под фундаментом определяют по
формуле
п
S = (10.10)
/=1
где 6nt — относительная просадочность, определяемая для каждого
просадочного слоя грунта при давлении oh равном сумме давления
от фундамента сооружения и природного давления в середине рассмат-
риваемого слоя. Просадочными считают грунты, у которых бп 0,01;
hi — толщина i-ro слоя грунта; п — число слоев, на которые разбита
339
пр
о0 = давление, равн
г
деформируемая зона; т — коэффициент условий работы, принимя
мый для фундаментов шириной b 12 м т — 1.
Для прямоугольных фундаментов при b 5 м и для ленточн
при b 3 м значения т определяют по формуле
т = 0,5 +1,5 ———,
а0
где о — среднее напряжение по подошве фундамента, кПа; о,
начальное просадочное давление, кПа;
98,1 кПа.
Напряжения суммируют в пределах всей деформируемой зоны
подошвы фундамента до ее нижней границы при условии полно
замачивания или на участке ограниченной высоты в нижней част
зоны, если местный источник замачивания расположен в стороне
оси фундамента.
Нижняя граница деформируемой зоны находится на такой глу
бине, где суммарные напряжения от веса сооружения и собственной
веса грунта равны начальному просадочному давлению опр. Пс
следнее представляет собой минимальное давление, при котором на-W
чинают проявляться просадочные свойства грунта. При компрессион-Я
ных испытаниях апр соответствует бп = 0,01. I
Просадку от собственного веса грунта в грунтовых условиях II1
типа вычисляют тоже по выражению (10.10) при т — 1. Величину 6^1
определяют для каждого слоя грунта при напряжении О/, равном!
природному давлению в середине слоя. Верхняя граница просадоч-1
ной зоны от собственного веса грунта устанавливается на глубине,!
где Qi = апр- Нижняя граница этой зоны определяется уровнем за-|
легания непросадочных грунтов. Следует отметить, что просадка от|
собственного веса грунта не только увеличивает перемещения фунда-I
ментов, но и приводит к общему оседанию поверхности грунта, что!
нужно учитывать при проектировании сооружений. 1
На первом этапе проектирования фундаментов на просадочных ]
грунтах определяют размеры фундаментов по расчетным сопротивле- 1
ниям грунтов, как и для фундаментов на обычных грунтах. Затем 1
определяют возможную просадку грунта при его замачивании с целью .
выбора вида основания, конструкций фундаментов и мероприятий,
обеспечивающих эксплуатационную пригодность сооружения.
Если сумма осадки фундамента до замачивания основания и его
просадки после замачивания, а также степень неравномерности сум-
марных перемещений и деформаций не превысят значений, предельно
допустимых для данного сооружения, то никаких дополнительных '
мероприятий не предусматривают. Осадку фундамента до замачива- '
ния грунта определяют обычными методами, рассмотренными в гл. 2. ’
В случаях, когда возможная величина суммарного перемещения <
фундамента превышает предельно допустимое значение, нормальную ’’
эксплуатацию сооружения можно обеспечить следующими мероприя-
тиями:
полной или частичной прорезкой просадочной толщи фундамен-
тами;
340
устранением просадочных свойств грунтов в пределах всей или
части просадочной толщи;
снижением напряжений под подошвой фундаментов;
применением конструктивных мероприятий;
предохранением просадочных грунтов от замачивания.
Группу мероприятий или их сочетание выбирают на основе технико-
экономических сравнений различных вариантов с учетом особенно-
стей данного сооружения.
Полная прорезка фундаментом просадочной толщи, а также искус-
ственное устранение просадочных свойств всей толщи исключают
возможность появления просадки. Прорезать просадочную толщу
можно путем заглубления подошвы фундамента до непросадочных
грунтов, применением столбов или лент из грунта, закрепленного
методом силикатизации, термическим и другими способами.
Свайные и столбчатые фундаменты нужно заглублять до непроса-
дочных прочных и малосжимаемых грунтов. Расчет свайных и столб-
чатых фундаментов выполняют методами, рассмотренными в гл. 7,
как для обычных непросадочных грунтов. При определении расчет-
ной несущей способности свай и столбов из укрепленного грунта
следует учитывать возможное снижение реактивных касательных со-
ставляющих по боковой поверхности свай и столбов и даже изменение
их направления («отрицательное» трение) в грунтовых условиях II типа
вследствие возникающих при просадках направленных вниз верти-
кальных перемещений грунта относительно ствола несущего элемента.
Неполная прорезка фундаментом просадочной толщи дает возмож-
ность уменьшить просадку путем исключения из общей просадки,
просадки верхней части толщи, пройденной фундаментом, и сокра-
тить расходы на устройство фундамента по сравнению со случаем
полной прорезки.
Устранить просадочные свойства грунтов можно уплотнением тя-
желыми трамбовками, подводными взрывами, грунтовыми сваями,
устройством грунтовых подушек, закреплением грунтов (см. гл. 6).
При значительной мощности просадочной толщи для устранения про-
садочных свойств грунтов нижних слоев, начиная с глубин 5—9 м,
применяют метод предварительного замачивания, иногда в сочетании
с глубинными взрывами. Верхние просадочные слои грунта можно
уплотнить предварительным замачиванием, если создать дополни-
тельную нагрузку (например, весом насыпи).
Уменьшением напряжений под подошвой фундамента путем уве-
личения ее площади можно снизить или полностью исключить просадку
основания в грунтовых условиях I типа. Просадки не будет, если
среднее напряжение под подошвой фундамента а апр. Однако этот
прием при небольшом начальном просадочном давлении опр нередко
требует значительного развития подошвы фундамента.
Конструктивным мероприятием при проектировании искусствен-
ного сооружения является рациональный выбор его схемы. Мосты
внешне статически неопределимых систем целесообразно сооружать
только в случаях прорезки фундаментами просадочной толщи до проч-
ных и малосжимаемых грунтов или при использовании свай-стоек.
341
В остальных случаях проектируют мосты статически определимом
систем, мало чувствительные к неравномерным осадкам опор. Д^В
труб незамкнутого поперечного сечения вместо раздельных фундМ
ментов устраивают сплошные. V
Водозащитными мероприятиями предусматривают организованным
сток поверхностных вод и размещение сооружений на генеральной
плане, исключающее замачивание грунтов основания водами из ба<Л
сейнов, градирен и других источников.
При проектировании фундаментов сооружений на автомобильные
дорогах следует предусматривать мероприятия, обеспечивающие полЯ
ное устранение влияния просадочных свойств грунтов на перемещен
ния фундаментов. Я
§ 39. ФУНДАМЕНТЫ В СЕЙСМИЧЕСКИХ РАЙОНАХ 1
В районах, подверженных землетрясениям, основания и фунда-1
менты сооружений с расчетной сейсмичностью 7,8 и 9 баллов должны!
быть рассчитаны на действие сейсмических нагрузок. Последние яв<!
ляются инерционными силами, которые возникают при колебаниях!
сооружений, вызванных землетрясениями. При сейсмичности соору< |
жений менее 7 баллов сейсмические силы не учитывают. Расчетную 1
сейсмичность мостов и труб определяют по нормам проектирования
в зависимости от класса моста, категории и назначения дороги, а !
также сейсмичности строительной площадки.
Землетрясения вызывают свободные колебания сооружений. Рас- i
четная схема сооружения при определении характеристик этих коле-
баний, влияющих на величину инерционных сил, обычно представляет .
собой систему с конечным числом степеней свободы. Распределенные
массы, в том числе и массы временных нагрузок, при расчете заменяют
сосредоточенными, приложенными в центрах масс соответствующих
элементов сооружения. При нескальних грунтах учитывают упругую ,
податливость оснований. '
Расчет такой упругой системы на собственные колебания ведут
методами, рассматриваемыми в курсах динамики сооружений. Схему
распределения сейсмических сил принимают в зависимости от рас-
положения сосредоточенных масс на расчетной схеме.
Действующую в точке К сейсмическую силу, где сосредоточена
масса А4К, соответствующую i-й форме свободных колебаний, опре-
деляют по формуле
= (10.11)
где kc — сейсмический коэффициент; Pi — динамический коэффициент,
соответствующий i-й форме собственных колебаний; т]/к — коэффи-
циент i-й формы собственных колебаний.
Сейсмический коэффициент kc, характеризующий интенсивность
землетрясений, равен отношению наибольшего ускорения к ускоре-
нию силы тяжести g. Значения этого коэффициента приведены ниже.
Расчетная сейсмичность сооружения в баллах 7 8 9
Значение kz ......... ........... 0,025 0,050 0,100
342
Динамический коэффициент определяют по формуле
₽,= 1/Л, (10.12)
где Ti — период i-й формы колебаний, с.
Значение установленное по этой формуле, принимают не менее
0,8 и не более 3,0. Величины Ti и 1]^ определяют расчетом на соб-
ственные колебания.
Сейсмические силы могут иметь любое направление. Для фунда-
ментов опор мостов преимущественное значение имеют горизонталь-
ные сейсмические силы.
При проектировании фунда-
ментов мелкого заложения на
нескальных грунтах для мас-
сивных опор мостов определение
сейсмических сил значительно
упрощается. Опору и ее фунда-
мент по сравнению с грунтом
можно рассматривать как абсо-
лютно жесткое т$ло.
Массу опоры Мо фундамен-
та Л4ф, присоединенную массу
пролетных строений, опираю-
щихся на “Опору Мп, и верти-
кальной подвижной нагрузки
Ми заменим суммарной массой
Рис. 10.6. Схемы к расчету массивной
опоры моста на колебания
М = Мо + Мф + мп + Мн, при-
ложенной в общем центре масс
(рис. 10.6). Расстояние до по-
следнего по вертикали от подошвы фундамента Яц определяют
по выражению
/1Ц — [Л40Л0 + МфДф 4~ (Ма 4~ Ма) hn]/M,
где h0, Ьф и hn — расстояния до центров масс и точек приложения
присоединенных масс (рис. 10.6, а).
При расчете на колебания грунт можно рассматривать как упру-
гое тело, свойства которого характеризуются коэффициентами упру-
гого равномерного и неравномерного сжатия С'2 и С© и упругого равно-
мерного сдвига С'х.
Коэффициенты С© и С'х можно выразить через коэффициент С'г.
с;=о,7с;.
Коэффициент С'г при отсутствии опытных данных можно принять
с учетом расчетного сопротивления грунта R.
/?, кПа С', кН/м» кПа с'г, кН/м»
200 40000 500 70 000
300 50000 1 000 300 000
400 60 000 25000 15 000 000
343
Реактивные усилия и момент (коэффициенты жесткости основа-
ния) по подошве фундамента при его единичных вертикальном и го-
ризонтальном перемещениях и единичном повороте соответственно
будут равны:
где F — площадь подошвы фундамента; / — момент инерции подошвы
фундамента относительно оси ее поворота.
Предположим, что общий центр масс и центр тяжести подошвы
фундамента лежат на одной вертикали. Тогда можно рассматривать
горизонтальные и вращательные колебания опоры независимо от
вертикальных колебаний.
Поместим начало координат в общем центре масс. Допустим, что
под воздействием землетрясения система, выведенная из состояния
равновесия, получила перемещения, изображенные на рис. 10.6, б.
Составим уравнение движения по направлению оси X, проектируя
все силы на эту ось:
ТИх* + kx (х — соЛц) = 0.
Определим сумму моментов всех сил относительно поперечной оси
У, пренебрегая инерционным моментом вращения массы:
— kx (х — соЛц) Лц = 0.
Решив последнее выражение относительно со и подставив его в пре-
дыдущее уравнение, после преобразований окончательно получим
дифференциальное уравнение свободных колебаний системы
М + (10.13)
Откуда найдем период собственных горизонтальных колебаний
Тг = 2л У М . (10.14)
Горизонтальную сейсмическую силу, приложенную в общем центре
масс, для рассматриваемого случая можно определить по общему
выражению (10.11), в котором Мк = М, т]/к — Коэффициент 0/
вычисляется по формуле (10.12) при Ti = Тг.
Дифференциальное уравнение свободных вертикальных колеба-
ний (рис. 10.6, в) имеет вид
Af^+V = 0. (10.15)
Период собственных вертикальных колебаний будет равен:
Тв = 2л]/Л№- (10.16)
Вертикальную сейсмическую силу определяют также по выра-
жению (10.11) с учетом ₽/ по формуле (10.12) при Мк = М, т]/к — 1
и Ti = Т„
Сейсмические силы, действующие на массы устоев и присоеди-
ненные к ним массы пролетных строений, а также подвижной вре-
844
менной нагрузки, допускается определять по выражению (10.11),
приняв в нем произведение =1,5.
При расчете фундаментов устоев и подпорных стен следует учи-
тывать дополнительное к статическому сейсмическое давление грунта.
Значения расчетного активного рал и пассивного рпс сейсмических
давлений несвязного грунта определяют по формулам:
Л.с = 2АС tg <рра; р,,х = Т (1 _ 2*с tg <р) рп,
где ср — расчетный угол трения грунта; р& и рн — активное и пассивное
статические давления грунта.
Размеры подошвы фундаментов на естественном основании опре-
деляют методом, рассмотренным в § 8. При этом следует удовлетво-
рить условиям прочности (3.8), (3.9) или (3.12) как от сочетаний на-
грузок, учитывающих горизонтальные сейсмические силы, действую-
щие вдоль или поперек оси моста, так и от сочетаний, учитывающих
вертикальное направление сейсмических сил.
Расчетные сопротивления грунтов при расчете на сейсмические
нагрузки умножают на дополнительный сейсмический коэффициент
условий работы /пс, зависящий от вида и характеристик грунта.
Фундамент должен удовлетворять условию ограничения положе-
ния равнодействующей нагрузок (3.4), условиям устойчивости при
учете горизонтальных сейсмических сил, на сдвиг по подошве (3.23)
и против опрокидывания (3.32). Значения тс, ёопр и т при выполне-
нии этих проверок принимают по нормам проектирования мостов
в сейсмических районах.
В качестве естественных оснований для фундаментов опор мостов
рекомендуется использовать скальные грунты, глинистые грунты
твердой и полутвердой консистенции, плотные маловлажные крупно-
обломочные грунты и крупнозернистые песчаные грунты. Подошву
фундамента на нескальных грунтах рекомендуется устраивать гори-
зонтальную.
Свайные фундаменты с высокими ростверками для средних и боль-
ших мостов можно применять при условии постановки наклонных
свай как вдоль, так и поперек оси моста, обеспечивающих поперечную
жесткость фундамента.
§ 40. ФУНДАМЕНТЫ ПОД МАШИНЫ
С ДИНАМИЧЕСКИМИ НАГРУЗКАМИ
При работе машин, имеющих неуравновешенные движущиеся
части, возникают динамические силы, вызывающие колебания фун-
даментов и грунтов основания. Если эти колебания значительны,
они могут нарушить нормальную эксплуатацию машины и располо-
женных вблизи конструкций сооружения.
Фундаменты под машины с динамическими нагрузками по конст-
рукции подразделяют на массивные (жесткие) и рамные, с нежестким
верхним строением. Ниже рассмотрен расчет только массивных фун-
даментов как наиболее распространенных.
12 Костерим Э. В.
345
Расчет фундамента под машину с динамическими нагрузками
включает в себя расчет основания, расчет конструкции самого фунЗ
дамента, расчет фундамента на колебания. ]
Расчет основания сводится к удовлетворению условия <
<г^/лм/?пц, (10.17)1
где о — среднее напряжение под подошвой фундамента от его веса,
веса машины и размещенного на фундаменте оборудования; #пц —
предел пропорциональности грунта, величину которого устанавли-
вают по формуле (2,5); тм — коэффициент условий работы, учиты-
вающий динамический характер передаваемых нагрузок на грунт.
Значение коэффициента ты зависит от типа машины. Для фунда-
ментов под машины с кривошипно-шатунными механизмами тм = 1,
под турбогенераторы и электрические машины шм = 0,8, под моло-
ты ты = 0,4.
Условию (10.17) удовлетворить довольно просто, так как напря-
жения от веса фундамента и машины обычно невелики. По этой же
причине расчет осадок фундаментов под машины в практике проек-
тирования чаще всего не делают. При назначении размеров фунда-
мента необходимо стремиться к тому, чтобы общий центр тяжести
машины и фундамента находился на одной вертикали с центром
тяжести подошвы фундамента. В этом случае напряжения под подош-
вой фундамента распределяются равномерно. Неравномерное распре-
деление напряжений может быть причиной возникновения дополни-
тельных вращательных колебаний фундамента. Расчет конструкции
самого фундамента выполняют методами, рассмотренными в курсе
строительных конструкций. Расчетом фундамента на колебания,
который является основным, чаще всего определяют размеры послед-
него.
Расчет массивных фундаментов на колебания базируется на сле-
дующих допущениях: машину и фундамент рассматривают как абсо-
лютно твердое тело, грунт считают упругим и лишенным массы. Пер-
вая предпосылка вполне оправдана, так как модули упругости мате-
риала фундамента и машины во много раз превышают модули упру-
гости грунтов. Как известно из механики грунтов, при действии дина-
мических нагрузок, быстро меняющихся во времени, грунт ведет себя
как упругое тело. Поэтому допущение об упругости грунта также
не вносит большой погрешности в расчеты. Допущение о том, что грунт
лишен массы, является приближенным. Однако, как показали много-
численные опыты, построенные на этом допущении расчеты дают
результаты, весьма близкие к действительным в тех случаях, когда
правильно подобраны входящие в расчетные формулы коэффициенты
жесткости основания.
Коэффициенты жесткости основания при упругом равномерном и не-
равномерном сжатии kg и ka и упругом равномерном сдвиге kx опреде-
ляют по формулам, приведенным в предыдущем параграфе, в зависи-
мости от коэффициентов С'г, С'ш и Сх. Коэффициенты упругого равномер-
ного и неравномерного сжатия С'г и С'ш и равномерного сдвига С'х
являются обобщенными упругими характеристиками основания, кото-
346
рые лучше определять опытным путем. Приближенно значения С'г
принимают в зависимости от R по данным, рассмотренным в § 39, как
и при расчете свободных колебаний фундаментов, вызываемых земле-
трясениями.
При расчете фундаментов на колебания необходимо удовлетворить
условию
(10.18)
где А — наибольшее значение амплитуды колебаний обреза фунда-
мента, определяемое расчетом; Дд — предельно допустимая ампли-
туда колебаний, зависящая от типа машины. Например, для машин
с кривошипно-шатунными механизмами Дд = 0,15 -s- 0,25 мм, для
молотов Дд = 0,8 ч- 1,2 мм, для дробилок Дд = 0,3 мм.
Ниже рассмотрены методы определения амплитуд колебаний фун-
даментов под машины периодического действия. Фундамент и машину
при расчете на колебания счи-
тают как одно твердое тело
с общим центром масс. Пред-
положим, что одна из главных
осей инерции тела вертикальна
и проходит через центр тяжести
площади подошвы, а две другие
параллельны главным осям инер-
ции этой площади. Тогда в самом
общем случае действия возму-
щающих сил задачу о колебаниях
такого тела можно расчленить
Рис. 10.7.Схемы к расчету
фундамента на колебания
на три независимых и рассмат-
ривать раздельно: вертикальные колебания; горизонтальные и вра-
щательные в вертикальных плоскостях xOz и yOz', вращательные
колебания относительно вертикальной оси г. В практических рас-
четах колебания третьего вида обычно не учитывают.
Вынужденные вертикальные колебания фундамента. Рассмотрим
вынужденные вертикальные колебания фундамента под действием
возмущающей силы, направленной по оси г (рис. 10.7, а) и изменя-
ющейся по простейшему периодическому закону
Рг = Ра81П<р/,
(10.19)
где Рл — амплитуда возмущающей силы; (р — угловая частота вра-
щения главного вала машины.
Неупругие сопротивления не учитываем: как показывают иссле-
дования, их влияние практически сказывается только в области,
близкой к резонансу. Будем исходить из дифференциального урав-
нения движения тела
Mcz”» Z,
(10.20)
где Л4С суммарная масса фундамента и машины.
12*
347
Сумма проекций на ось z всех действующих сил, включая и реак-<
цию основания,
Z = G — G — zkg+Pa sin (pt =— zk2-\-Pa sin (pt,
где G— общий вес фундамента и машины, который уравновешивается
точно таким же значением реакции основания.
Подставив это выражение в уравнение (10.20), получим:
44cz" + kzz = Ра sin <pt
Разделим обе части этого уравнения на Л4С:
z"+ (^/Л4С) z = (Ра/ЛГс) sin (pt. (10.21)
Общее решение этого дифференциального уравнения будет сла-
гаться из общего же решения однородного дифференциального урав-
нения
Z” 4- (kz/Mz) Z = 0 (10.22)
и частного решения уравнения (10.21).
Уравнение (10.22) является простейшим уравнением свободных
гармонических колебаний. Его общее решение имеет вид
z = A sin 62t 4- В cos
где — — частота свободных колебаний фундамента.
Частное решение уравнения (10.21) будем искать в виде
z = Az sin (pt. (10.23)
Подставив выражение (10.23) в уравнение (10.21) и произведя
дифференцирование, получим
— sin (pi 4- Az sin (pt = P&/Mz sin qtf,
откуда
Аг^Рг/(1гг-Мс(р*). (10.24)
Общее решение уравнения (10.21) будет иметь вид
z — A sin Sgt+ 8 cos 6z/4-^«sin <pt
В этом уравнении первые два члена в правой части характеризуют
свободные колебания, которые под действием неупругих сопротив-
лений быстро затухнут. После этого будут происходить только вынуж-
денные колебания фундамента, амплитуду которых определяют из
выражения (10.24). Значение этой амплитуды должно удовлетворять
условию (10.18).
Вынужденные горизонтальные и вращательные колебания фунда-
мента. Рассмотрим колебания фундамента в плоскости xOz. Начало
координат поместим в общем центре масс машины и фундамента
(рис. 10.7, б). Предположим, что на тело действует горизонтальная
возмущающая сила и момент, меняющиеся по простейшему периоди-
ческому закону:
sin ф/; »Л4а sin ф/. (10.26)
348
Исходные дифференциальные уравнения движения:
Л4сх" = Х; 6(о" = М, (10.26)
где 6 — момент инерции машины и фундамента относительно оси у.
Найдем проекцию всех сил на ось х:
X = — kx(x — h2(ja) 4- Та sin (pt.
Момент сил относительно оси у:
М — — kx (х — h2(a) h2 4- Ma sin (pt.
Подставив эти выражения в уравнения (10.26), получим
Мсх" 4- kxx - kxh2(& = Та sin ф/;
Осо" 4- (k^ 4- kxhl) (о — kxxh2 = Ма sin (pt.
Частное решение этой системы уравнений будем искать в виде
х = ДЛ81Пф/; (о = Лш81’пф/.
Подставив эти выражения в уравнения (10.27) после преобразо-
ваний получим систему двух алгебраических линейных уравнений
с неизвестными Ах и Aw:
(kx - Мсф2) Ах - kxh2Aa = Та\
— kxh2Ax 4- 4- kxhl — 6ф2) A w = М а.
Отсюда найдем
Ах = [(^ 4- kxhl - 6ф2) Та 4- Makxh2]l\\ (10.28)
А® = [(kx - ф2Мс) Ма 4- kxh2T\]/&, (10.29)
где детерминант системы имеет вид
Д = Мс6ф4 - (^Мс + kxQ + kxMch}) ф2 4- kx^.
Амплитуда горизонтальных колебаний обреза фундамента будет
A=AX-Ae)h1. (10.30)
Ее значение должно удовлетворять условию (10.18).
ГЛАВА 11
ВЫБОР ТИПА ФУНДАМЕНТА
И ОСНОВАНИЯ
Исходные данные для проектирования. Основными исходными
данными для проектирования фундаментов инженерного сооружения
являются:
результаты геодезической съемки площадки предполагаемого
строительства (план, профили);
материалы инженерно-геологических изысканий;
проект надземной (надфундаментной) части сооружения;
сведения о нагрузках, действующих на сооружение.
Для проектирования фундаментов опор мостов необходимо иметь
гакже данные об уровнях воды в реке, о ледовом режиме реки (тол-
дина льда, горизонты ледохода и ледостава), а также о величине
максимального размыва дна у опор моста. Величину максимального
эазмыва дна у опор определяют методами, излагаемыми в курсе
проектирования мостовых переходов.
§ 41. ОЦЕНКА ГРУНТОВЫХ УСЛОВИЙ
При выборе типа фундаментов сооружения необходимо прежде
юего оценить грунтовые условия на основе материалов инженерно-
'еологических исследований, в которых должны быть освещены:
особенности геологического строения места постройки сооруже-
1ия (грунтовые колонки, геологические разрезы, геологические ха-
•актеристики грунтов и др.);
сведения об инженерно-геологических процессах в районе строи-
ельства;
значения физических и механических характеристик грунтов, по-
ученные в результате полевых и лабораторных исследований;
гидрогеологические условия (сведения о подземных водах, их
ровни, режим, данные о водопроницаемости пластов, степень агрес-
ивности вод по отношению к материалу фундамента и т. д.)
Прежде всего выясняют, имеются ли на участке строительства такие
нженерно-геологические процессы, как оползни, механическая и хи-
ическая суффозия (карст) и др., а также условия, которые могут
ызвать подобные процессы в связи со строительством сооружения,
озведение инженерного сооружения в районе, где развиты эти про-
весы, не всегда возможно или требует больших дополнительных за-
эат, чтобы устранить вредное воздействие указанных процессов на
юружение. Недооценка инженерно-геологических процессов нередко
>о
служит причиной его аварийного состояния в строительный или
эксплуатационный периоды.
Несущую способность грунтов оценивают послойно, сверху вниз,
по геологическим разрезам и грунтовым колонкам, устанавливая для
кровли каждого слоя расчетные сопротивления грунтов сжатию по
данным § 2 или 3. Для слоя, залегающего непосредственно у поверх-
ности, расчетные сопротивления первоначально определяют на глу-
бине, соответствующей минимальной глубине заложения фундамента.
Для однородных грунтов значительной мощности величины расчетных
сопротивлений полезно устанавливать на разных глубинах.
Оценка несущей способности грунтов не может быть абсолютной.
Она в значительной степени зависит от конструкции проектируемого
сооружения, величины и характера передаваемых нагрузок на осно-
вание.
При отсутствии практического опыта проектирования фундаментов
целесообразно сопоставлять средние напряжения под подошвой фун-
дамента при ее минимальных размерах, определяемых размерами
надфундаментной части сооружения, со значениями расчетных сопро-
тивлений грунтов. Такое сопоставление дает возможность выявить
те слои грунта, которые нельзя использовать в качестве естественного
основания, а также наметить грунты, обладающие достаточной проч-
ностью.
При проектировании фундаментов искусственных сооружений на
автомобильных дорогах к категории грунтов, которые не могут слу-
жить естественными основаниями сооружений, относятся: насыпные
грунты верхнего почвенно-растительного слоя, илы, заторфованные
грунты, торфы, рыхлые песчаные грунты, глинистые текучепластич-
ной и текучей консистенции, просадочные грунты.
Кроме анализа прочности грунтов оценивают их сжимаемость.
С увеличением глубины заложения фундамента эта оценка приобре-
тает главенствующее значение. Предварительно такую оценку можно
сделать путем анализа значений модулей общей деформации грунтов.
В результате выявляют слои грунтов с повышенной и малой сжимае-
мостью .
Слои грунтов, имеющие близкие значения прочности и сжимаемо-
сти, можно объединять в свиты, которые при выборе типа фундамен-
та рассматривают, как однородные.
Геологические условия весьма разнообразны. Но в большинстве
случаев можно выделить три характерные схемы, показанные на
рис. 11.1.
$ 42. ВЫБОР ТИПА ФУНДАМЕНТА
Сферы рационального применения фундаментов различных типов
рассмотрены при их описании в соответствующих главах. Как уже
указывалось, в современном отечественном мостостроении применяют
в основном три типа фундаментов: мелкого заложения, свайные и
столбчатые. Массивные опускные колодцы сооружают реже и очень
редко применяют кессоны.
351
Выбор типов фундаментов зависит главным образом от глубин
залегания несущего слоя и наличия поверхностных или грунтов
вод.
При залегании слоя, имеющего необходимую для сооружения проч*
ность и сжимаемость, от поверхности грунта или воды на глубин
в среднем менее 4—6 м наиболее целесообразно устраивать фунда-
менты мелкого заложения на естественном основании. При больше*
глубине залегания прочных грунтов применяют свайные или столб
чатые фундаменты, а также опускные колодцы.
Применительно к схемам, показанным на рис. 11.1, возможност
использования фундаментов различных типов рассматриваются ниже.
Наилучшими условиями для устройства фундаментов мелкого зало-
жения для схемы I являются: отсутствие поверхностных вод и распо-
я
Прочный мало
сжимаемый
грунт
Малопрочный
грунт
Прочный
грунт
Прочный
грунт
'Малопрочный
грунт
Прочный
грунт
Рис. 11.1. Характерные схемы грунтовых условий
ложение уровня грунтовых вод ниже подошвы фундамента. В этих
условиях достаточна минимальная глубина их заложения, определя-
емая факторами, подробно рассмотренными в § 8.
Фундаменты при таких условиях возводят в котлованах с неукреп-
ленными откосами или применяют закладные крепления (см. § 10).
Когда уровень залегания грунтовых вод высок и необходимо рас-
положить подошву фундамента ниже его, что встречается при устрой-
стве фундаментов пойменных опор и устоев мостов, возводить фунда-
менты мелкого заложения можно в шпунтовых ограждениях (см. § 10)
с применением открытого водоотлива (см. § 11) или с использованием
одного из методов глубинного водопонижения (см. § И) и примене-
нием закладных креплений стен котлована.
На местности, покрытой водой, возможность применения фунда-
мента мелкого заложения по схеме I определяется глубиной воды
и величиной заглубления подошвы фундамента ниже линии размыва
(см. § 8). Возможная максимальная глубина заложения фундамента <
зависит в значительной мере от условий применимости различных
типов перемычек для ограждения места работ (см. § 14 и 15).
В схеме II подошву фундамента заглубляют до кровли прочного
слоя. Возможность устройства фундамента мелкого заложения будет j
зависеть от величины hw + hv Оставление фундамента в пределах
верхнего слоя может потребовать значительного развития его подошвы
352
или укрепления грунтов этого слоя ниже подошвы фундамента (см.
гл. 6).
По грунтовой схеме 111 наиболее надежное, но не всегда самое
выгодное решение получается при заглублении подошвы фундамента
до кровли третьего слоя от поверхности. Для фундаментов мелкого
заложения возможность такого решения ограничивается значением
hw + hi + h2. Оставить подошву фундамента в верхнем прочном слое
можно в случае удовлетворительных результатов проверки прочности
подстилающего второго слоя [условие (3.18)]. По этой схеме можно
также укреплять второй слой методами, рассмотренными в гл. 6.
По схеме 1 свайные и столбчатые фундаменты можно применять
не только в случае большой глубины воды и значительном размыве
дна, но и при необходимости воспринять значительные сосредоточен-
ные нагрузки от опор мостов больших пролетов. В последнем случае
свайные фундаменты могут оказаться целесообразнее фундаментов
мелкого заложения. По схеме I сваи применяют и в мостах эстакадного
типа, с гибкими опорами, если возможно погружать сваи в прочные
грунты.
По схеме // желательно заглублять сваи и столбы до второго,
а в схеме III до третьего слоя. Это увеличивает несущую способность
свай и гарантирует небольшие осадки фундамента. Если по схеме //
слой прочного грунта залегает на глубине, практически не достижи-
мой сваями данного типа, можно применять висячие сваи, концы
которых располагают в верхнем слое. По схеме /// в случае оставления
подошв свай в пределах первого слоя необходимо проверять прочность
подстилающего слоя. Опускные колодцы можно применять в грунто-
вых схемах II и III при условии погружения подошвы фундаментов
до прочных грунтов. При этом целесообразно сравнивать варианты
таких фундаментов с вариантами свайных и столбчатых фундаментов.
Кессоны применяют в особо сложных геологических условиях,
когда использовать другие типы фундаментов весьма затруднительно.
Это бывает в случаях, когда верхние слои слабых водонасыщенных
грунтов (по схемам II и III) содержат много крупных валунов, проч-
ных прослоек скальных и полускальных пород, затрудняющих погру-
жение опускных колодцев, свай и столбов.
К кессонам иногда приходится прибегать при необходимости про-
резки слоя галечников с валунами по условиям размыва на горных
реках (схема /). В подобных условиях следует рассматривать также
возможность применения стальных, сталебетонных и буровых свай
с проходкой скважин под защитой обсадных труб и разбуриванием
включений ударным или вращательным методами.
При выборе вида оснований учитывают также влияние конструк-
тивных особенностей сооружения (см. § 8 и 30).
В результате анализа грунтовых условий и учета применимости
различных видов фундаментов намечают возможные варианты, кото-
рые могут различаться не только типом фундамента, но и разной глу-
биной заложения. Если намечают варианты свайных или столбчатых
фундаментов,то рассматривают различные типы свай и столбов (см.§22),
а также фундаменты с одинаковыми типами несущих элементов, но
353
с разной толщиной стволов и их длиной. При назначении размеров
свай учитывают факторы, рассмотренные в § 30. Затем выполняют
расчеты намеченных вариантов фундаментов по предельным состоя-
ниям и устанавливают размеры их элементов.
После этого сравнивают варианты по стоимости, расходу основных
материалов, по трудоемкости и срокам производства работ. При опре-
делении стоимости вариантов фундаментов пользуются укрупненными
единичными расценками.
Для сравнения вариантов полезно сопоставлять величины пере-
мещений фундаментов и опор.
В результате всех сравнений выбирают оптимальный вариант
фундамента.
ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЕ I
Значения коэффициентов Л, В и D в формуле В. В. Соколовского
6е Коэф- фици- енты Угол трения грунта <р°
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
0 В 1,00 1,57 2,47 3,94 6,40 10,70 18,40 33,30 64,20 134,50
D 5,14 6,49 8,34 11,00 14,90 20,70 30,20 46,20 75,30 133,50
А 0,00 0,17 0,56 1,40 3,16 6,92 15,32 35,19 86,46 236,30
5 В — 1,24 2,16 3,44 5,56 9,17 15,60 27,90 52,70 96,40
D 2,72 6,56 9,12 12,50 17,50 25,40 38,40 61,60 95,40
А — 0,09 0,38 0,99 2,31 5,02 11,10 24,38 61,38 163,30
10 В — 1,50 2,84 4,65 7,65 12,90 22,80 42,40 85,10
D —• — 2,84 6,88 10,00 14,30 20,60 31,10 49,30 84,10
А — — 0,17 0,62 1,51 3,42 7,64 17,40 41,78 109,50
15 В — — — 1,79 3,64 6,13 10,40 18,10 33,30 65,40
D — — 2,94 7,27 11,00 16,20 24,50 38,50 64,40
А — — — 0,25 0,89 2,15 4,93 11,34 27,61 70,58
20 В — — —— — 2,09 4,58 7,97 13,90 25,40 49,20
D —- — — —— 3,00 7,68 12,10 18,50 29,10 48,20
А — — — — 0,32 1,19 2,92 6,91 16,41 43,00
25 В —. — — —* 2,41 5,67 10,20 18,70 36,75
D — — — — — 3,03 8,09 13,20 21,10 35,75
А — — — — — 0,38 1,50 3,84 9,58 24,86
30 В — — — — — — 2,75 6,94 13,10 25,40
D -— I — —• — — — 3,02 8,49 14,40 24,40
А — — — — 0,43 1,84 4,96 13,31
35 В -—. — — — —► — ——- 3,08 8,43 16,72
D — —. — — —• — 2,97 8,86 15,72
А — — — — — — — 0,47 2,21 6,41
40 В —- — —- — — — — — 3,42 10,15
D — — — — — — — 2,88 9,15
А — — — — — — — — 0,49 2,00
45 В — — — — — — — — — 3,78
D — — — — -— — — —— 2,78
А — — — — — — — 0,50
355
GO
8J Значения коэффициента а0 для определени ПРИЛОЖЕНИЕ // я сжимающих напряжений под центром подошвы фундамента
т = z/b Круглый фила- мент Прямоугольный фундамент при п = = а/Ь Ленточ-
1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2.0 3,0 4,0 6,0 8,0 10,0 НЫЙ фундамент
0,0 1,00 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000
0,2 0,949 0,960 0,968 0,972 0,974 0,975 0,976 0,977 0,977 0,977 0,977 0,977 0,977
0,4 0,756 0,800 0,830 0,848 0,859 0,866 0,870 0,878 0,880 0,881 0,881 0,881 0,881
0,6 0,546 0,606 0,651 0,682 0,703 0,717 0,727 0,748 0,753 0,755 0,755 0,755 0,755
0,8 0,390 0,449 0,496 0,532 0,558 0,578 0,593 0,627 0,636 0,640 0,641 0,642 0,642
1,0 0,284 0,334 0,378 0,414 0,441 0,463 0,480 0,526 0,540 0,547 0,549 0,550 0,550
1,2 0,214 0,257 0,294 0,325 0,352 0,374 0,392 0,443 0,462 0,474 0,476 0,477 0,477
1,4 0,165 0,201 0,232 0,260 0,284 0,303 0,3*23 0,376 0,400 0,414 0,418 0,420 0,420
1,6 0,130 0,160 0,187 0,210 0,232 0,251 0,267 0,322 0,348 0,365 0,370 0,373 0,374
1,8 0,106 0,130 0,153 0,173 0,192 0,209 0,224 0,278 0,305 0,326 0,332 0,335 0,337
2,0 0,087 0,108 0,127 0,145 0,161 0,176 0,189 0,237 0,270 0,293 0,301 0,303 0,306
3,0 0,040 0,051 0,060 0,070 0,078 0,087 0,095 0,130 0,155 0,184 0,197 0,202 0,208
4,0 0,023 0,029 0,035 0,040 0,046 0,051 0,056 0,080 0,095 0,125 0,139 0,147 0,158
5,0 0,015 0,019 0,022 0,026 0,030 0,033 0,037 0,053 0,067 0,089 0,103 0,112 0,127
7,0 0,008 0,010 0,012 0,014 0,016 0,018 0,019 0,029 0,039 0,051 0,062 0,070 0,091
10,0 0,004 0,005 0,006 0,007 0,008 0,009 0,010 0,014 0,019 0,027 0,033 0,037 0,064
При до рассмат иечание ривВемой л а—дли лошадки на подои 1ВЫ фунд амента; Ь — ее ши] эина (мен ьший ра- 1 »мер); г — -расстояи (ие от по; (ОШВЫ фу ндамента
ПРИЛОЖЕНИЕ ///
Значения коэффициента «н для определения сжимающих напряжений в основании насыпи по ее
Отношение п = d!l„
т - г//н о.о 0.2 0.4 0.6 | 0,8 1,0
0,0 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000
0,2 0,977 0,986 0,989 0,992 0,993 0,994
0,4 0,881 0,916 0,937 0,951 0,960 0,968
0,6 0,755 0,815 0,854 0,884 0,902 0,916
0,8 0,642 0,711 0,765 0,804 0,834 0,854
1,0 0,550 0,624 0,680 0,727 0,764 0,791
1,2 0,477 0,547 0,608 0,657 0,696 0,730
1,4 0,420 0,487 0,543 0,592 0,637 0,675
1,6 0,374 0,437 0,493 0,542 0,587 0,623
1,8 0,337 0,395 0,447 0,496 0,539 0,578
2,0 0,306 0,362 0,412 0,458 0,500 0,536
3,0 0,208 0349 0,286 0,323 0,358 0,390
4,0 0,158 0,188 0,218 0,247 0,276 0,303
5,0 0,127 0,153 0,176 0,200 0,224 0,246
6,0 0,106 0,127 0,147 0,167 0,187 0,207
7,0 0,091 0,108 0,126 0,144 0,161 0,179
8,0 0,079 0,095 0,111 0,126 0,142 0,156
9.0 0,071 0,085 0,098 0,113 0,126 0,140
10,0 0,064 0,076 0,089 0,102 0,115 0,126
8? 15,0 0,042 0,051 0,059 0,068 0,077 0,084
1.2 1,4 1.6 1.8 2.0 3.0 4,0 5,0
1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000
0,994 0,995 0,996 0,997 0,997 0,998 0,998 0,999
0,971 0,974 0,997 0,979 0,980 0,987 0,990 0,992
0,926 0,934 0,942 0,947 0,952 0,967 0,975 0,980
0,871 0,855 0,897 0,907 0,913 0,941 0,955 0,963
0,814 0,835 0,849 0,862 0,873 0,908 0,931 0,945
0,758 0,781 0,801 0,817 0,831 0,879 0,908 0,924
0,704 0,730 0,753 0,773 0,788 0,848 0,881 0,904
0,654 0,683 0,708 0,731 0,749 0,816 0,857 0,882
0,610 0,640 0,666 0,689 0,710 0,785 0,831 0,861
0,571 0,601 0,628 0,653 0,674 0,755 0,808 0,840
0,420 0,450 0,477 0,504 0,526 0,623 0,691 0,740
0,330 0,355 0,379 0,403 0,424 0,521 0,594 0,652
0,270 0,291 0,312 0,333 0,352 0,443 0,518 0,578
0,226 0,246 0,265 0,283 0,301 0,383 0,454 0,514
0,196 0,212 0,229 0,245 0,262 0,336 0,403 0,460
0,172 0,187 0,202 0,217 0,231 0,300 0,362 0,418
0,153 0,167 0,181 0,193 0,207 0,270 0,328 0,380
0,139 0,151 0,163 0,176 0,186 0,246 0,299 0,349
0,093 0,101 0,109 0,118 0,126 0,166 0,206 0,244
QD Значения коэффициента < Ху в точках на разных глубинах, расположенных на угловых вертикалях пт распределенной нагрузке по прямоугольной плошали ₽ ПРИЛОЖЕНИЕ IV г равномерно
т —г 9th п = а/Ъ
1,0 1,2 1,4 1 1,6 1,8 | 2.0 3.0 | 4,0 | 6,0 8,0 ю.о
0,0 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0.2500
0,2 0,2486 0,2489 0,2490 0,2491 0,2491 0,2491 0,2491 0,2492 0,2492 0,2492 0.2492
0,4 0,2401 0,2429 0,2420 0,2434 0,2437 0,2439 0,2442 0,2443 0,2443 0,2443 0.2443
0,6 0,2229 0,2275 0,2300 0,2315 0,2324 0,2329 0,2339 0,2341 0,2342 0,2342 0 2342
0,8 0,1999 0,2075 0,2120 0,2147 0,2164 0,2176 0,2196 0,2200 0,2202 0,2202 0 2202
1,0 0,1752 0,1851 0,1911 0,1955 0,1981 0,1999 0,2034 0,2042 0,2045 0,2046 0.2046
1,2 0,1516 0,1626 0,1705 0,1758 0,1793 0,1818 0,1870 0,1882 0,1887 0,1888 0.1888
1,4 0,1305 0,1423 0,1508 0,1569 0,1613 0,1644 0,1712 0,1730 0,1738 0,1739 0,1740
1,6 0,1120 0,1241 0,1329 0,1396 0,1445 0,1482 0,1567 0,1590 0,1601 0,1603 0.1604
1,8 0,0969 0,1083 0,1172 0,1241 0,1294 0,1334 0,1434 0,1463 0,1478 0,1481 0 1483
2,0 0,0840 0,0947 0,1034 0,1103 0,1158 0,1202 0,1314 0,1350 0,1368 0,1372 0 1374
3,0 0,0447 0,0519 0,0583 0,0640 0,0690 0,0732 0,0870 0,0931 0,0973 0,0983 00987
5,0 0,0179 0,0212 0,0243 0,0274 0,0302 0,0328 0,0435 0,0504 0,0573 0,0599 00610
7.0 0,0094 0,0112 0,0130 0,0147 0,0164 0,0180 0,0250 0,0306 0,0376 0,0411 0,0428
10,0 0,0047 1 0,0056 0,0065 0,0074 0,0083 0,0092 0,0132 0,0167 0,0222 0,0258 0,0280
- -
ПРИЛОЖЕНИЕ V
Значения коэффициента ат для определения сжимающих напряжений под углом прямоугольной площади,
загруженной треугольной нагрузкой
т = г/Ь п = с/Ь
0,1 0,2 0,4 0.6 0.8 1,0 1.2 1.4 1,6 1,8 2,0 3.0 4,0 6,0 8,0 ю.о
0,0 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500
0,2 0,1232 0,1821 0,2115 0,2165 0,2178 0,2182 0,2184 0,2185 0,2185 0,2185 0,2185 0,2186 0,2186 0,2186 0,2186 0,2186
0,4 0,0613 0,1094 0,1604 0,1781 0,1844 0,1870 0,1881 0,1886 0,1889 0,1891 0,1892 0,1894 0,1894 0,1894 0,1894 0,1894
0,6 0,0398 0,0700 0,1165 0,1405 0,1520 0,1575 0,1602 0,1616 0,1625 0,1625 0,1633 0,1638 0,1639 0,1640 0,1640 0,1640
0,8 0,0248 0,0480 0,0853 0,1093 0,1232 0,1311 0,1355 0,1381 0,1396 0,1405 0,1412 0,1423 0,1424 0,1426 0,1426 0,1426
1,0 0,0177 0,0346 0,0638 0,0852 0,0991 0,1086 0,1143 0,1176 0,1202 0,1215 0,1225 0,1244 0,1248 0,1250 0,1250 0,1250
1,2 0,0130 0,0260 0,0491 0,0673 0,0807 0,0901 0,0962 0,1007 0,1037 0,1055 0,1069 0,1096 0,1103 0,1105 0,1105 0,1105
1,4 0,0102 0,0202 0,0386 0,0540 0,0661 0,0754 0,0817 0,0864 0/1897 0,0921 0,0937 0,0973 0,0982 0,0986 0,0987 0,0987
1,6 0,0080 0,0160 0,0310 0,0440 0,0547 0,0628 0,0696 0,0743 0,0780 0,0806 0,0826 0,0870 0,0882 0,0887 0,0888 0,0889
1,8 0,0065 0,0130 0,0254 0,0363 0,0457 0,0534 0,0596 0,0644 0,0681 0,0709 0,0730 0,0782 0,0797 0,0805 0,0806 0,0808
2,0 0,0054 0,0108 0,0211 0,0304 0,0387 0,0456 0,0513 0,0560 0,0596 0,0625 0,0649 0,0707 0,0726 0,0734 0,0736 0,0738
3,0 0,0026 0,0051 0,0100 0,0148 0,0192 0,0233 0,0270 0,0303 0,0333 0,0359 0,0380 0,0451 0,0482 0,0504 0,0509 0,0511
0,0010 0,0019 0,0038 0,0056 0,0074 0,0091 0,0108 0,0123 0,0139 0,0154 0,0167 0,0221 0,0256 0,0290 0,0303 0,0309
7,0 0,0005 0,0010 0,0019 0,0029 0,0038 0,0047 0,0051 0,0066 0,0074 0,0083 0,0091 0,0126 0,0154 0,0207 0,0216
10,0 0,0002 0,0005 0,0010 0,0014 0,0019 0,0024 0,0028 0,0032 0,0037 0,0042 0,0046 0,0066 0,0083 0,0111 0,0130 0,0141
§ Примечание. Ь — размер площадки, вдоль которой нагрузка возрастает; с — поперечный размер площадки.
Значения коэффициента Кк для
r/z r/z
0,00 0,4775 0,50
0,02 0,4770 0,52
0,04 0,4756 0,54
0,06 0,4732 0,56
0,08 0,4699 0,58
0,10 0,4657 0,60
0,12 0,4607 0,62
0,14 0,4548 0,64
0,16 0,4482 0,66
0,18 0,4409 0,68
0,20 0,4329 0,70
0,22 0,4242 0,72
0,24 0,4151 0,74
0,26 0,4054 0,76
0,28 0,3954 0,78
0,30 0,3849 0,80
0,32 0,3742 0,82
0,34 0,3632 0,84
0,36 0,3521 0,86
0,38 0,3408 0,88
0,40 0,3294 0,90
0,42 0,3181 0,92
0,44 0,3068 0,94
0,46 0,2955 0,96
0,48 0,2843 0,98
ПРИЛОЖЕНИЕ V!
определения напряжений от сосредоточенной вертикальной силы
г/г - г/г
0,2733 1,00 0,0844 1,50 0,0251
0,2625 1,02 0,0803 1,52 0,0240
0,2518 1,04 1 0)0764 1,54 0,0229
0,2414 1,05 0,0727 1,56 0,0219
0,2313 1,08 0,0691 1,58 0,0209
0,2214 1,10 0,0658 1,60 0,0200
0,2117 1,12 0,0626 1,62 0,0191
0,2024 1,14 0,0595 1,64 0,0183
0,1934 1,16 0,0567 1,66 0,0175
0,1846 1,18 0,0539 1,68 0,0167
0,1762 1,20 0,0513 1,70 0,0160
0,1681 1,22 0,0489 1,74 0,0147
0,1603 1,24 0,0466 1,78 0,0135
0,1527 1,26 0,0443 1,82 0,0124
0,1455 1,28 0,0422 1,86 0,0114
0,1386 1,30 0,0402 1,90 0,0105
0,1320 1,32 0,0384 2,00 0,0085
0,1257 1,34 0,0365 2,20 0,0058
0,1196 1,36 0,0348 2,40 0,0040
0,1168 1,38 0,0332 2,60 0,0029
0,1083 1,40 0,0317 2,80 0,0021
0,1031 0,0981 1,42 1,44 0,0302 0,0288 3,00 3,50 0,0015 0,0007
0,0933 1,46 0,0275 4,00 0,0004
0,0887 1,48 0,0263 5,00 0,0001
ПРИЛОЖЕНИЕ VII
8?
Значения коэффициента ас для определения сжимающих напряжений под углом прямоугольной площадки,
загруженной равномерно распределенной горизонтальной нагрузкой
т = г/Ь п = с/Ь
0.2 0.4 0,6 0,8 1.0 1,2 1,4 1.6 1,8 2.0 3.0 4.0 6.0 8.0 10.0
0,0 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592
0,2 0,1114 0,1401 0,1479 0,1506 0,1518 0,1523 0,1526 0,1528 0,1529 0,1529 0,1530 0,1530 0,1530 0,1530 0,1530
0,4 0,0672 0,1049 0,1211 0,1293 0,1328 0,1347 0,1356 0,1362 0,1365 0,1369 0,1371 0,1372 0,1372 0,1372 0,1372
0,6 0,0432 0,0746 0,0933 0,1035 0,1091 0,1121 0,1139 0,1150 0,1156 0,1160 0,1168 0,1169 0,1170 0,1170 0,1170
0,8 0,0290 0,0527 0,0691 0,0796 0,0861 0,0900 0,0924 0,0939 0,0948 0,0955 0,0967 0,0969 0,0970 0,0970 0,0970
1,0 0,0201 0,0375 0,0508 0,0602 0,0666 0,0708 0,0735 0,0753 0,0766 0,0774 0,0790 0,0794 0,0795 0,0796 0,0796
1,2 0,0142 0,0270 0,0375 0,0455 0,0512 0,0553 0,0582 0,0601 0,0615 0,0624 0,0695 0,0650 0,0652 0,0652 0,0652
1,4 0,0103 0,0199 0,0280 0,0345 0,0395 0,0433 0,0460 0,0480 0,0494 0,0505 0,0528 0,0534 0,0537 0,0537 0,0538
1,6 0,0077 0,0149 0,0212 0,0265 0,0308 0,0341 0,0366 0,0385 0,0400 0,0410 0,0436 0,0443 0,0446 0,0447 0,0477
1,8 0,0058 0,0113 0,0163 0,0206 0,0242 0,0270 0,0293 0,0311 0,0325 0,0336 0,0362 0,0370 0,0374 0,0375 0,0375
2,0 0,0045 0,0088 0,0127 0,0162 0,0192 0,0217 0,0237 0,0253- 0,0266 0,0277 0,0303 0,0312 0,0317 0,0318 0,0318
2,5 0,0025 0,0050 0,0073 0,0094 0,0113 0,0130 0,0145 0,0157 0,0167 0,0176 0,0202 0,0211 0,0217 0,0219 0,0219
3,0 0,0015 0,0031 0,0045 0,0059 0,0071 0,0083 0,0093 0,0102 0,0110 0,0117 0,0140 0,0150 0,0156 0,0158 0,0159
5,0 0,0004 0,0007 0,0011 0,0014 0,0018 0,0021 0,0024 0,0027 0,0030 0,0032 0,0043 0,0050 0,0057 0,0059 0,0060
7,0 0,0001 0,0003 0,0004 0,0005 0,0007 0,0008 0,0009 0,0010 0,0012 0,0013 0,0018 0,0022 0,0027 0,0029 0,0030
10,0 0,0005 0,0001 0,0001 0,0002 0,0002 0,0003 0,0003 0,0004 0,0004 0,0005 0,0007 0,0008 0,0011 0,0013 0,0014
Примечание, b — размер стороны площадки, параллельной направлению нагрузки; с — поперечный размер.
Значения функций влияния
г Д1 Bi с. Di Л, В. С» Dt
0,0 1,00000 0,00000 0,00000 0,00000 0,00000 1,00000 0,00000 0,00000
0,1 1,00000 0,10000 0,00500 0,00017 —0,00000 1,00000 0,10000 0,00500
0,2 1,00000 0,20000 0,02000 0,00133 —0,00007 1,00000 0,20000 0,02000
0,3 0,99998 0,30000 0,04500 0,00450 —0,00034 0,99996 0,30000 0,04500
0,4 0,99991 0,39999 0,08000 0,01067 —0,00107 0,99983 0,39998 0,08000
0,5 0,99974 0,49996 0,12500 0,02083 —0,00260 0,99948 0,49994 0,12499
0,6 0,99935 0,59987 0,17998 0,03600 —0,00540 0,99870 0,59981 0,17998
0,7 0,99860 0,69967 0,24495 0,05716 —0,01000 0,99720 0,69951 0,24494
0,8 0,99727 0,79927 0,31988 0,08532 —0,01707 0,99454 0,79891 0,31983
0,9 0,99508 0,89852 0,40472 0,12146 —0,02733 0,99016 0,89779 0,40462
1,0 0,99167 0,99722 0,49941 0,16657 —0,04167 0,98333 0,99583 0,49921
1,1 0,98658 1,09508 0,60384 0,22163 —0,06096 0,97317 1,09262 0,60346
1,2 0,97927 1,19171 0,71787 0,28758 -0,08632 0,95855 1,18756 0,71716
1,3 0,96908 1,28660 0,84127 0,36536 —0,11883 0,93817 1,27990 0,84002
1,4 0,95523 1,37910 0,97373 0,45588 —0,15973 0,91047 1,36865 0,97163
1,5 0,93681 1,46839 1,11484 0,55997 —0,21030 0,87365 1,45259 1,11145
1,6 0,91280 1,55346 1,26403 0,67842 —0,27194 0,82565 1,53020 1,25872
1,7 0,88201 1,63307 1,42061 0,81193 —0,34604 0,76413 1,59963 1,41247
1,8 0,84313 1,70575 1,58362 0,96109 —0,43412 0,68645 1,65867 1,57150
1,9 0,79467 1,76972 1,75190 1,12634 —0,53768 0,58967 1,70468 1,73422
2,0 0,73502 1,82294 1,92402 1,30800 —0,65822 0,47061 1,73457 1,89872
2,2 0,57491 1,88709 2,27217 1,72039 —0,95616 0,15127 1,73110 2,22299
2,4 0,34691 1,87450 2,60882 2,19530 —1,33889 —0,30273 1,61286 2,51874
2,6 0,03315 1,75473 2,90670 2,72360 —1,81479 —0,92600 1,33485 2,74972
2,8 —0,38548 1,49037 3,12843 3,28761 —2,38753 —1,75478 0,84177 2,86653
3,0 —0,92809 1,03679 3,22471 3,85829 —3,05316 —2,82403 0,069369 2,80406
3,5 —2,92799 —1,27172 2,46304 4,97972 —4,98059 —6,70792 —3,58647 1,27018
4,0 —5,85329 —5,94097 —0,92677 4,54767 —6,53312 —12,1581 —10,6084 —3,76647
Продолжение прилож. VIII
А» вя С, D- А4 Й4 о4
0,0 0,00000 0,00000 1,00000 0,00000 0,00000 0,00000 0,00000 1,00000
0,1 —0,00017 —0,00001 1,00000 0,10000 —0,00500 —0,00033 —0,00001 1,00000
0,2 —0,00133 —0,00013 0,99999 0,20000 —0,02000 —0,00267 —0,00020 0,99999
0,3 —0,00450 —0,00067 0,99994 0,30000 —0,04500 —0,00900 —0,00101 0,99992
0,4 —0,01067 —0,00213 0,99974 0,39998 —0,08000 —0,02133 —0,00320 0,99966
0,5 —0,02083 —0,00521 0,99922 0,49991 —0,12499 —0,04167 —0,00781 0,99896
0,6 —0,03600 -0,01080 0,99806 0,59974 —0,17997 —0,07199 —0,01620 0,99741
0,7 —0,05716 —0,02001 0,99580 0,69935 —0,24490 —0,11433 —0,03001 0,99440
0,8 —0,08532 —0,03412 0,99181 0,79854 —0,31975 —0,17060 —0,05120 0,98908
0,9 —0,12144 —0,05466 0,98524 0,89705 —0,40443 —0,24284 —0,08198 0,98032
1,0 —0,16652 —0,08329 0,97501 0,99445 —0,49881 —0,33298 —0,12493 0,96667
1,1 —0,22152 —0,12192 0,95975 1,09016 —0,60268 —0,44292 —0,18285 0,94634
1,2 —0,28737 —0,17260 0,93783 1,18342 —0,71573 —0,57450 —0,25886 0,91712
1,3 —0,36496 —0,23760 0,90727 1,27320 —0,83753 —0,72950 —0,35631 0,87638
1,4 —0,45515 —0,31933 0,86573 1,35821 —0,96746 —0,90954 —0,47883 0,82102
1,5 —0,55870 —0,42039 0,81054 1,43680 —1,10468 —1,11609 —0,63027 0,74745
1,6 —0,67629 —0,54348 0,73859 1,50695 —1,24808 —1,35042 —0,81466 0,65156
1,7 —0,80848 —0,69144 0,64637 1,56621 —1,39623 —1,61346 —1,03616 0,52871
1,8 —0,95564 —0,86715 0,52997 1,61162 —1,54728 —1,90577 —1,29909 0,37368
1,9 —1,11794 —1,07357 0,38503 1,63969 —1,69889 —2,22748 —1,60770 0,18071
2,0 —1,29532 —i;3i36i 0,20675 1,64628 —1,84818 —2,57798 —1,96620 —0,05652
2,2 —1,69331 —1,90567 —0,27087 1,57538 —2,12481 —3,35955 —2,84858 —0,69158
2,4 —2,14113 —2,66329 —0,94885 1,35201 —2,33901 —4,22816 —3,97323 —1,59151
2,6 —2,62120 —3,59987 —1,87738 0,91679 —2,43695 —5,14023 —5,35541 —2,82106
2,8 —3,10333 —4,71748 —3,10791 0,19729 —2,34558 —6,02299 —6,99007 —4,44491
3,0 —3,54050 —5,99979 —4,68788 —0,89126 —1,96928 —6,76472 —8,84029 —6,51972
3.5 —3'91916 —9,54374 —10,3404 —5,85402 1,07408 —6,78898 —13,6924 —13,8261
4,0 —1,61430 —11,7306 —17,9186 —15,0755 9,24375 —0,35784 —15,6105 —23,1404
Значения разностей произведений функций влияния и частных от разностей произведений
2(h) — BtDt A3B4 — A4B3 — a^d» AtDt—AtDt A3C4 — Л4С* Л|С4 — A4C9
0,5 0,01563 1,00365 0,00022 0,12503 0,04167 0,01302 0,12506 0,06251
0,6 0,03241 1,00907 0,00065 0,18012 0,07203 0,02700 0,18020 0,10803
0,7 0,06005 1,01961 0,00163 0,24536 0,11443 0,05004 0,24559 0,17161
0,8 0,10248 1,03824 0,00364 0,32092 0,17096 0,08539 0,32150 0,25632
0,9 0,16426 1,06894 0,00738 0,40709 0,24375 0,13685 0,40842 0,36533
1,0 0,25062 1,11680 0,01390 0,50437 0,33507 0,20875 0,50715 0,50194
1,1 0,36747 1,18823 0,02464 0,61351 0,44739 0,30600 0,61893 0,66965
1,2 0,52159 1,29112 0,04155 0,73566 0,58347 0,43413 0,74563 0,87232
1,3 0,72058 1,43498 0,06724 0,87244 0,74651 0,59941 0,88990 1,11430
1,4 0,97317 1,63126 0,10502 1,02612 0,94033 0,80888 1,05550 1,40060
1,5 1,28940 1,89351 0,15916 1,19983 1,16961 1,07060 1,24751 1,73719
1,6 1,68092 2,23778 0,23496 1,39772 1,44016 1,39380 1,47275 2,13135
1,7 2,16147 2,68300 0,33903 1,62524 1,75935 1,78919 1,74019 2,59202
1,8 2,74738 3,25146 0,47949 1,88947 2,13652 2,26932 2,06145 3,13039
1,9 3,45835 3,96950 0,66629 2,19946 2,58362 2,84910 2,45143 3,76048
2,0 4,31838 4,86830 0,91155 2,56665 3,11586 3,54639 2,92900 4,49997
2,2 6,61048 7,36366 1,63953 3,53371 4,51845 5,38474 4,24795 6,40194
2,4 9,95514 11,1314 2,82355 4,95295 6,56998 8,02219 6,28782 9,09219
2,6 14,8681 16,7465 4,70088 7,07186 9,62876 11,8205 9,46255 12,9719
2,8 22,1572 25,0649 Z62613 10,2642 14,2568 1 ^3360 14,4027 18,6635
3,0 33,0879 37,3804 12,1352 15,0925 21,3279 25,4277 22,0673 27,1255
3,5 92,2108 101,368 36,8579 41,0179 60,4747 67,4982 64,7687 72,0478
4,0 266,056 279,990 109,013 114,722 176,709 185,995 190,835 200,047
Продолжение прилож. IX
2 (Л) B3JD4 — В tDx AgDt — A4D3 A3C4 — A4C3 BtDi — BiDt A tDi — A iDt
A3B4 — AfBi AfB4 — A4B3 A3S4 — A4B3 Л,В1 —-* Л1В2 <4 jB 1 2 — AiBt
0,5 72,0038 192,026 576,243 0,04165 0,12495 0,49987
0,6 50,0065 111,149 278,069 0,07192 0,17982 0,59961
0,7 36,7450 70,0228 150,278 0,11405 0,24448 0,69902
0,8 28,1404 46,9428 88,2792 0,16986 0,31868 0,79783
0,9 22,2442 33,0076 55,3068 0,24093 0,40199 0,89561
1,0 18,0301 24,1059 36,4856 0,32855 0,49375 0,99180
1,1 14,9161 18,1597 25,1225 0,43351 0,59293 1,08560
1,2 12,5520 14,0413 17,9436 0,55589 0,69811 1,17605
1,3 10,7170 11,1028 13,2354 0,69489 0,80737 1,26199
1,4 9,26620 8,95355 10,0501 0,84857 0,91831 1,34213
1,5 8,10139 7,34874 7,83820 1,01381 1,02814 1,41516
1,6 7,15412 6,12942 6,26812 1,18632 1,13378 1,47989
1,7 6,37548 5,18938 5,13287 1,36089 1,23218 1,53539
1,8 5,72976 4,45580 4,29924 1,53179 1,32058 1,58114
1,9 5,19043 3,87760 3,67920 1,69344 1,39687 1,61717
2,0 4,73740 3,41819 3,21321 1,84093 1,45979 1,64405
2,2 4,03194 2,75594 2,59096 2,08041 1,54546 1,67489
2,4 3,52575 2,32685 2,22692 2,23973 1,58565 1,68521
2,6 3,16284 2,04829 2,01293 2,32960 1,59614 1,68663
2,8 2,90543 1,86946 1,88860 2,37114 1,59260 1,68717
3,0 2,72661 1,75752 1,81845 2,38543 1,58606 1,69054
3,5 2,50179 1,64075 1,75726 2,38887 1,58437 1,71105
4,0 2,44060 1,62100 1,75058 2,40076 1,59986 1,73225
ПРИЛОЖЕНИЕ X
Программа расчета свайных и столбчатых фундаментов опор мостов с учетом
упругих свойств грунта на ЭВМ «Наири-2»
ап
i = 7b
i = 2рмта
i = 6estz
i — АОухЬнсо
1 допустим 1=0
2 введем bi
3 вставим i = i' + l
4 если i — 3^0 идти к 2
5 введем РоМото
6 допустим 1 = 0
7 введем о/
8 вставим i = i +1
9 если i — 2 0 идти к 7
10 введем ы
11 допустим 1 = 0 к = ы
12 введем ypcfii
13 вставим i = i’ + l
14 если i — k^0 идти к 12
15 вычислим е0= ЮООпо/Ьо&1
16 вычислим el=lOOOal/bobl
17 вычислим е2 = Ю00о2/^1
18 печатаем с 9 знаками etfxe2
19 вычислим е3= 5|/3&о+0,001 ф|е2+
+ ^2е1 + ео)
20 вычислим e4 = b2/bo+O,OOk2
21 вычислим еь=Ь%/2Ь3+0,001 (b2e2+ej)
22 вычислим b4^et/(e^4—ef)
23 ВЫЧИСЛИМ 56 = е5/(*8е4 —еб)
24 вычислим Ьъ—е3/(е9е4 — е1)
25 вычислим &7 = &з—bi
26 допустим i = 0 $0=0 $! = 0 $2 = 0
$3 == 0 $4 = 0 $5 0
27 вычислим s0=s0+b76/ (cos у/)2 + Ь46/
28 вычислим s1 = s1 + &76/ (cosy/) sin у/
29 вычислим s2 = s2 + b76/X/ (cos у/)2 +
+ bfiiXi+bbfy sin у/
30 вычислим $8 = $з+&76/(sin у/)2+&46/
31 вычислим s4 = s4+b76/%/(sin у/)Х
Xcos уi—bR6/Cos уi
32 вычислим $б=$б+Ь76/х? (cosy/)2 +
+ 25 6^ sin yz+646/? +
+ М/
33 вставим i = i‘+l
34 если i—k^0 идти к 27
35 вычислим t0 = s0 (s3s6 — s4)~si (sls5“*
— S2S4) + s2 (Sl54 — s3sa)
36 вычислим tr = (s3s6—sl)/t0
37 вычислим /2= ($iS5—s2s4)//o
38 вычислим /3 = ($i$4 — $3$2)//о
39 вычислим /4 = (s0s6 — sl)/t0
40 ВЫЧИСЛИМ /5 = ($0$4 ~ slsi)Ho
41 ВЫЧИСЛИМ /8 = ($о$3 —Sj)//0
42 вычислим u = /4mo —/2р0—/бло
43 вычислим л = t3p0 + t6M0—t3m0
44 вычислим ш =/jpo —/з'Ио +/з^о
45 печатаем с 9 знаками и л ш
65 т
2012 ш
па
46 допустим / = 0
47 вычислим «/ = Ь3 (ш cos у/ + « sin у/ +
+ AXi cos у/)
48 вычислим ci = b3 (и cos yi—iu sin у/—
— ЛХ1 sin у/)—Ьвл
49 вычислим Oi = bi (и cos yt — ш sin у/ —
— ЛХ1 sin У/) —Ь6л
50 печатаем с 2 знаками «/ с/ о/
51 вставим / = 1*+ 1
52 если i—k^Q идти к 47
53 допустим i = 0 ?о=О Zj = O z2=0
z3=0 z4 = 0 z5 = 0 z8 = 0
54 вычислим г0 = г0+6/«/cos у/
55 вычислим z1 = 2j+6/K/ sin у/
56 вычислим Z2=Z2+6/K/X/cos у/
57 ВЫЧИСЛИМ Zg=Z3 + 6/C/
58 вычислим z4 =г4+ 6/О/cosy/
59 вычислим z5=z5 + 6/o/cos у/
60 вычислим Ze = ze+6/O/X/ sin у/
61 вставим / = i’+l
62 если i—k^0 идти к 54
63 вычислим Р1 = г0—г4
64 вычислим /п1 = 21+гй
65 вычислим м1 = г3—г3—гв
66 печатаем с 2 знаками pt Mt
67 кончаем
исполним 1
Примечание. В программе между операторами 45 и 46 предусмотрены
дополнительные команды, так как число формул превышает 30.
366
Продолжение прилож. X
Таблица исходных данных для расчета
Лв п. п. Наименование величин Обозначения ' Числовые значения
обычные машинные
1 Жесткость сечения ствола EI во
2 Коэффициент деформации «д «1
3 Свободная длина 1о в2
4 Характеристика продольной жесткости Pi в3
5 Вертикальная сила Р Ро
6 Момент М л0
7 Горизонтальная сила Т /п0
8 Частное от функций влияния Лтт GO
9 То же Л мт <h
10 » ^мм п2
11 Число рядов без одного Ш— 1 ы
Угол наклона несущего элемента в радианах Координата несущего элемента Число элементов в ряду
12 Уо • *0 «о
13 У1 *1 б.
124-i У1 Xi 6/
124-Л Ук Хк
367
Основные характеристики свайных молотов
Показателе Паровоздушные молоты Дизель-молоты
одиночного действия двойного действия штанговые трубчатые
СССМ-570 С-276А (СССМ-582) С-811А (СССМ-680) С-812А СССМ-708 С-32 С-231 С-977 С-268 С-330 1 УР-1-500 С-858 (УР-1-1250) С-859 (УР-1-1800) С-949 С-954 С-974
Масса ударной ча- сти, кг 1800 3000 6000 8000 680 655 ИЗО 2250 1800 2500 500 1250 1800 2500 3500 5000
Энергия удара, кДж 26,5 40,2 (38,2) 80,5 98,1 11,0 15,6 17,7 16,7— 26,5 15,7 19,6 12,7 32,4 47,2 65,7 92,3 132,4
Число ударов в ми- нуту 30 40—50 (30) 40—45 (30) 35—40 140 125 95— 112 100— 105 55—60 50—55 43—55 43—55 43—55 43—55 43—55 43—55
Высота подъема ударной части, мм 1500 1370 (1300) 1370 1370 406 525 508 460 2100 2300 3000 3000 3000 3000 3000 3000
Общая масса молота, кг 2700 4250 8200 (8680) 11 000 2963 4095 4650 5200 3100 4200 1100 2500 3500 5800 7300 9000
Высота молота в ра- бочем положении, мм 4840 4650 (4635) 4730 (4960) 4730 2490 2390 2765 3000 3820 4540 3900 3948 4165 4685 4800 5520
Ориентировочная длина погружаемых свай (железобетонных) сплошного сечения, м 3—8 9—12 13—16 17—20 3—8 3—8 9—12 9—12 3—8 9—12 3—8 3—8 9—12 9—12 13—16 17—20
Примечание. В скобках указаны марки моделей молотов, имеющих сходные параметры с основными. В таблице в скоб-
ках для этих молотов указаны только те характеристики, которые отличаются от характеристик основных моделей.
ПРИЛОЖЕНИЕ XII
Технические характеристики рельсовых копров
Показатели Самоходные копры на полноповоротных тележках Копры на неповоротных тележках
для погружения вертикальных и наклон- ных свай для погружения вертикальных свай для погружения вертикальных и на- клонных свай для погружения вертикальных свай
С-955 С-908 СП-56 СП-55 КП-20 ПМК-З-12 С-1006 СП-46 С-427 С-428 С-429
Максимальная длина 12 16 20 25 12 20 12 11,5/17,5 8 10 13
погружаемой сваи, м Высота копра, м Грузоподъемность, т В том числе на подъеме 18,3 10 4 23 14 7 28,2 20 9 36,2 30 13 19,5 12 6 28,1 21 9 18,6 10 4 17,4/23,4 9,5 4,5 12 2,0 14,4 4,0 18 7,5
сваи, т
Наибольший наклон
стрелы: вперед назад 8: 1 3 : 1 8: 1 3 : 1 8 : 1 3 : 1 8 : 1 3: 1 ——. — 8: 1 3 : 1 30: 1 8: 1 3 : 1 — — —
вправо — влево 30: 1 30: 1 30 : 1 30 : 1 — — - "
Вылет от оси вращения 6,25 6,25 9 9 4,2 4,5 0,2 и
до оси сваи, м 1,2 1,35 1,2 1
Изменение вылета стре- 1,2 1,2 — — 1
лы, м Ширина колеи, м Масса копра без молота 4 23 800 4 24 300 6 45 000 6 60 000 4 S 22’100 4,5 32 500 4 19 200 5—5,5 11 000 5,5 1980 5,5 2990 5,5 4750
и противовеса, кг Суммарная мощность электродвигателей, кВт 26,8 46 66 89 49,2 78,2 46 15,6 — — —
Скорость, см/с: 10,8—13,3 20—25
подъема молота 16,7 33—40 10,8—13,3 25
подъема сваи 16,7 33—40 16,5—20 16,5—20 26—33 25 — —• —
передвижения по 16,7 16,7 5-16,7 5 29 35
рельсам
иг ц,лид\с,ППС, Л. Ill
Технические характеристики копров навесного типа и копровых стрел
Показатели Копры навесного типа Навесные копровые стрелы
на базе тракторов на базе экскаваторов авто- моби- лей на экскаваторах на автокранах
С-878, С-714 С-878М СП-49 С-860 СП-50 | СП-51 СА-8 Э-652 Э-505, Э-652 Э-ЮОЗ, Э-1004 Э-1252 Э-1254, Э-1258 УСА, К-104 УКГА, К-52
Максимальная длина погружаемой сваи, м 8 10 12 8 12 16 8 7 10—12 15—16 16 16—20 10 7
Грузоподъемность, т 7 8,5 11 10 10 15 7,5 3,5—4 6,5—7 10—11 16,5 20 5,4 1,8
Наибольший наклон на- правляющей стрелы, град: вперед 13 10 10 7 7 7 15 — — — ——
назад 20 20 20 15 18,5 18,5 20 — — — — — — —
влево — вправо 7 7 7 5 5 1,5 7 — — — — — — —
Вылет от оси вращения до оси сваи, м — — — — — — — 6,2 4,6 5,1 5,6—6,1 4,75 4,85 5,0
Изменение вылета на- правляющей стрелы, м 0,7 0,4 0,4 0,7 1,05 1,2 0,5 — — — — — — —
Масса машины, кг 17 400 19 100 22 000 27 000 45 000 60 500 13 900 — — — — — —
ПРИЛОЖЕНИЕ XIV
Технические характеристики вибрационных машин
Показатели Низкочастотные вибропогружатели Высокочастот- ные вибропогру- жатели Вибромолоты
ВП-1 (С-10003) в п-з вп-зм ВП-ЗОА ВП-80 ВУ-1,6 ВП-160 ВП-170 ВПП-2А (В-401) С-838 (В-177) ВМ-7 С-836 С-467М В МД-56 ВМС-1
Мощность элек- тродвигателей, кВт 60 100 100 100 100/125 150 160 160 40 50/80 14 26 44 44 56
Возмущающая сила, кН 186 423 432 381 473 561 500 647 892 877 981 1244 1568 981 1244 1665 245 255/393 68,7 142 214 173 122
Статический мо- мент дебалансов (массовый), кг * м 93 236 202 202 275 345,5 352 501,2 10 62/38 322 1440 — 1660 —
Число оборотов (ударов для моло- тов) в минуту 420 408 408 414 464 505 408 465 545 481 404/808 449/898 505/1010 408 475 550 1500 485/975 1450 485 490 980 730
Амплитуда коле- баний (без сван), мм 20,4 35 36,2 34,2 30 31 31,4 37,6 14,3 14,8/9,1 — — — •— —
Масса вибропо- гружателя, кг 4500 8000 7200 6100 9180 11 200 11 200 13 300 2500 4200 1400 4600 6500 3000 4900
Габаритные раз- меры в плане, мм 1150Х 875 1540Х 1560 1550Х 1410 1822Х 1759 1955х 1447 3080 X 2618 2050 х 1226 2050 X 1420 1260Х 800 1485Х 1450 1150х 1050 3200 х 1400 3000 X 1500 1230Х 1000 1670Х 1560
Высота, мм 1668 2130 2100 1980 2432 1910 3326 3750 2250 985 1100 1050 1300 1800 1370
ПРИЛОЖЕНИЕ XV
Перевод некоторых единиц измерения системы МКГСС (технической) в единицы системы СИ
• Наименование величины Прежнее обозначение единицы измерения Обозначение единицы в системе СИ Основная единица в системе СИ Кратная един ца в СИ Соотношение единиц
Сила, нагрузка, вес кгс ГС н ньютон кН МН 1 кгс=9,81 Н; 1 тс = 9,81 • 10s Н = 9,81 кН; 1 кН = 10з Н; 1МН=10з кН=10« Н
Момент силы кгс • м тс • м Н • м ньютон-метр кН • м МН • м 1 кгс-м = 9,81 Н-м; 1 тс-м= 9,81 кН -м
Давление, напряжение, модуль деформации, мо- дуль упругости кгс/см2 тс/м2 Па паскаль кПа МПа 1 кгс/см2 = 9,81 • 104 Па=98,1 кПа= = 0,0981 МПа; 1 тс/м2=9,81 -IO» Па = 9,81 кПа; 1 Па=1 Н/м2; 1 кПа=1 кН/м2
Масса кгс/(м • с-2) кг килограмм — 1 кгс/(м • с-2) = 9,81 кг
Работа, энергия кгс • м Дж джоуль кДж 1 кгс-м = 9,81 Дж; 1 Дж=1 Н-м
Мощность
К ГС • м/с
1 кгс-м/с =9,81 Вт
1Вт = 1 Дж/с
Примечание. В таблице приведены единицы, встречающиеся только
примечание, о таблице приведены единицы, встречающиеся только в данной книге. В ней не указаны те единицы
которые при переводе в систему СИ остаются без изменения. Наравне с единицами СИ используются следующие: для измерения*
Т Кг; ДЛЯ изме₽ения времени-минута (мин), час (ч), сутки (сут); ла/измерения плоского у го”-гр а-
дус ( ). Перевод единиц произведен с точностью, достаточной для инженерных расчетов оснований и фундаментов.
03
X
Е
2
CD
СП
о
о
Ж
Е
ж
Е
X “
о
о
ж
х w
fa «
о
Е
(О
X
X
го
го
о
со
X
W
' X
СО ®
S X
со
2
ж °
X
о
X
аз
X
X
ж
х«
X
’ 00
X '
3:
со
X
X
со
§
X
X
ж
. X
” _ W
..2 О
о
W
X
fa
о
ж
(О
ж
X
X
® »
00 Й
. X
X
ж
X
X
X
о
ж
X
►— со
_ СО н
Q Sxx
о
X
о
ж
ж
Е
со
X
3 3
го -
W
X
X
X
го
03
(О
о
X
X
о
X
X
го
ж
о
о
о
и
Е
XBaCJSeHg £0lg
w 2 Е fa - х п “
X
о
СО X
СО
X
X
X
X “
ж
X
ро о
X
со
W
X
ж
со
СВ
X
Е
S
X
Е
ж
X
ж
о
X
со
СЗ
со
тз
W
fa
Е
X
X
со
ж
X
Е
со
о
со
в
со
ж
X
X
Е
о
Е
X
X
Е
ж
X
ж
>0
X
2
со
ж
н
о
X
X
X
X
(О
ж
ж
о
2
со
О
ы
fa
~ ж
Js
>^2
со
— X
о®
Я Е
го
ж
§
о
X
о
ж
со
о
СО о
О я
X о
X
X
X
X
Е
2
со
> *
>>> Ьз
ж
X
ж
X
го
X
X
ж
X
ж
о
7Г1Ж тд х
S 2 о 2
“ - Q
X
fa
X
ж
X О
о
X
Е
2
го
X
х
ж
X
ж
X
X
X
£
X
X
ж
X
ж
X
ж
о
X
Е
2
со
X
X
ж
X
ж
X
со
W
X
ж
го
СО
X
§
о
fa °
Ж -о
Е х
- w
л fa
А рз
X
X
X
X —
о
хэ
3
2
X
2
X
• £°
Г 1
х й Ьа
Же g SO
X
2
го
X
Ё
А
X
ж
о
хэ
<0
СП g
?°ж
X
со
х
ш
ж
гэ
ж
го
X
2
(О
ж
2
X
X
X
X
2
X
X
I
2
со
н
Е
ж
со
ж
о
X
3
о
о
X
Е
X
о
а
о
X
fa *.
х *“
2 тэ
СО аэ
•Е§
О
Ж» о
X 03
й С?
00
со
ж
о
ж
о
X
X
X
X
W
со
2
X
ж
Е
го
о
о
о
X
х«
X
X
X
о
X
X
ж
X
х«
о
о
о
з:
о
X
о
X
Е
to
о
I
•°8х
О W
А 2
со-3 “
Е
Г>
Е
X
X
Е
ж
о
х«
X —
w СО
fa оз
х —
СО
сл
ЙЭ
Я-*
СО
Е со со
® 03 03
X ОО —
S
ж
ж ®
им м
со 5.
-о ®е
ж
(0
о
fa
о
X
X
х«
X
W
J3
X
X
о
X
со
S
X
X
X
X
2
со
X
X
X
X
ж
X
03 5
Е
ж
ж
03
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие............................................................... 3
Введение................................................................. 4 Я
Г л а в а 1
Оценка прочности оснований Ш
§ 1. О предельных состояниях оснований.................................... 8 £
§ 2. Определение несущей способности грунтов на основе решений теории пре- Я
дельного равновесия ..................................................... 11
§ 3. О расчетных сопротивлениях грунтов, определяемых по таблицам норм 18 и
▼t
Глава 2
Определение перемещений фундаментов
§ 4. Необходимость определения перемещении фундаментов сооружений .... 20
§ 5. Расчет конечных осадок фундаментов..................... 22
§ 6. Расчет осадок фундаментов во времени .................. 35
Глава 3
Фундаменты мелкого заложения
§ 7. Виды фундаментов мелкого заложения......................... 42
§ 8. Проектирование фундаментов мелкого заложения на естественном основа-
нии .... ............... .................................... 47
Глава 4
Строительство фундаментов мелкого заложения
на местности, не покрытой водой
§ 9. Работы по разбивке фундаментов .......................... 71
§ 10. Крепления стен котлованов .............................. 72
§11. Осушение котлованов.................................. .' 95
§ 12. Разработка грунта и устройство фундаментов .............. 107
Глава 5
Строительство фундаментов мелкого заложения
на местности, покрытой водой
§ 13. Особенности устройства фундаментов на местности, покрытой водой ... ПО
§ 14. Перемычки.............................................. 111
§ 15. Бездонные ящики ......................................... 118
§ 16. Понтоны.................................................. 120
§ 17. Разработка грунта и бетонирование фундаментов . . ...... 122
374
Глава 6
Укрепление грунтов
§ 18. Устройство песчаных подушек................................. 127
§ 19. Способы уплотнения грунтов.................................. 129
§ 20. Способы закрепления грунтов................................. 135
Глава 7
Свайные и столбчатые фундаменты
§ 21. Виды свайных и столбчатых фундаментов....................... 146
§ 22. Конструкции свай и столбов.................................. 152
§ 23. Несущая способность свай и столбов на осевую нагрузку по сопротивле-
нию грунта........................................................ 175
§ 24. Несущая способность свай и столбов по сопротивлению материала ствола 187
§ 25. Расчет свайных фундаментов с учетом жесткого условного защемления
свай в грунте..................................................... 190
§ 26. Расчет сваи или столба на поперечные нагрузки с учетом упругой работы
грунта............................................................ 205
§ 27. Расчет свайных и столбчатых фундаментов с учетом упругих свойств грунта 211
§ 28. Расчет свайных и столбчатых фундаментов в случае равномерного раз-
мещения вертикальных несущих элементов ........................... 218
§ 29. Совместная работа группы свай в грунте...................... 220
§ 30. Порядок проектирования свайных и столбчатых фундаментов.... 225
Глава 8
Постройка свайных и столбчатых фундаментов
§ 31. Погружение свай путем забивки............................... 268
§ 32. Вибрационный метод погружения свай и оболочек............... 283
§ 33. Применение подмыва для облегчения погружения свай и оболочек .... 295
§ 34. Сооружение ростверков . .................................... 297
Глава 9
Массивные фундаменты глубокого заложения
§ 35. Опускные колодцы.......................................... 304
§ 36. Кессоны ,......................................... 321
Глава 10
Фундаменты в особых условиях
§ 37. Фундаменты на вечномерзлых грунтах . , .................... 326
§ 38. Фундаменты на просадочных грунтах........................... 339
§ 39. Фундаменты в сейсмических районах . , ...................... 342
§ 40. Фундаменты под машины с динамическими нагрузками ........... 345
Глава 11
Выбор типа фундамента и основания
§ 41. Оценка грунтовых условий ............ ..................... 350
§ 42. Выбор типа фундамента ..................................... 351
Приложения...................................................... 355
Литература..................................................... 373
Энгельс Витальевич Костерин
ОСНОВАНИЯ И ФУНДАМЕНТЫ
ИБ № 1113
Редактор А. П. Мартынов
Художник А. Р. Косолапов
Художественный редактор Т. А. Дурасова
Технический редактор 3. В. Нуждина
Корректор Р. К. Косинова
Т 12067. Сдано в набор 8/V1I-77 г. Подп. к печати 30/XI-77 г. Формат бОХЭО'/и. Бум.
тип. № Ч. Объем 23,5 печ. л. Усл. печ. л. 23,5. Уч.-изд. л. 24,58. Изд. № Стр.-318.
Тираж 30 000 экз. Зак. № 1377. Цена 1 руб.
План выпуска литературы издательства «Высшая школа» (вузы и техникумы) на
1978 г. Позиция № 119. Издательство «Высшая школа», Москва, К-51, Неглинная ул.,
Д. 29/14.
Ордена Трудового Красного Знамени Ленинградское производственно-техническое
объединение «Печатный Двор» имени А. М. Горького Союзполнграфпрома при Го-
сударственном комитете Совета Министров СССР по делам издательств, полиграфии
и книжной торговли, 197136, Ленинград, П-136, Гатчинская ул., 26.
Поправка
На стр. 140 в формуле (6.5) и в пояснении к ней вместо «/ — на-
пряжение» следует читать «U — напряжение».