/
Author: Тетиор А.Н.
Tags: строительство геология инженерия строительные конструкции проектирование фундаментов фундаменты свайные фундаменты
Year: 1971
Text
A. И. Тетиор
ПРОГРЕССИВНЫЕ КОНСТРУКЦИИ
ФУНДАМЕНТОВ ДЛЯ УСЛОВИЙ УРАЛА
И ТЮМЕНСКОЙ ОБЛАСТИ
Средне-Уральское Книжное Издательство
Свердловск, 1971
В книге описаны инженерно-геологические условия и рацио-
нальные конструкции фундаментов для Урала и Тюменской обла-
сти. Наряду с широко применяемыми конструкциями свай и фун-
даментов, приведены новые конструкции, характеризующиеся не-
большим расходом материалов при высокой несущей способности.
Даются методы расчета и способы производства работ для
новых конструкций свай и фундаментов.
Книга предназначена для работников строительных, проект-
ных и научно-исследовательских организаций.
Редакционная коллегия:
докт. техн, наук, проф. В. Б. Швец; канд. техн, наук М. Н. Тихо-
мирова; инж. И. П. Колобов.
Книга издана по заказу Уральского проектного и научно-исследо-
вательского института «Уралпромстройниипроект»
ПРЕДИСЛОВИЕ
Проектирование и возведение фундаментов в климатических
и грунтовых условиях Урала и Западной Сибири относятся к
сложным задачам строительства, от успешного выполнения кото-
рых в большой мере зависит своевременный ввод в строй новых
заводов и жилых массивов. В этих условиях строительства к
конструкциям фундаментов предъявляется ряд повышенных тре-
бований: полная сборность, малые трудозатраты при изготовле-
нии и монтаже, минимальный расход материалов, индустриали-
зация процессов изготовления и монтажа, транспортабельность,
минимальное количество типоразмеров и др. Поэтому следует
рекомендовать для широкого применения только те конструкции
фундаментов, которые в наибольшей степени отвечают этим по-
вышенным требованиям.
В настоящее время в фундаментостроении нашли применение
разнообразные типы свай и фундаментов мелкого заложения
[1, 2]. Выбор того или иного типа сваи или фундамента опреде-
ляется грунтовыми условиями, видом сооружения и нагрузок, а
также некоторыми специальными требованиями (коррозионная
устойчивость, защита от тепловыделений и др.). Обычно в оди-
наковых условиях может быть применено несколько типов фун-
даментов, поэтому окончательный вариант выбирают по резуль-
татам технико-экономического анализа [3]. При определении
технико-экономических показателей следует учитывать не толь-
ко расход бетона, стали и общую стоимость фундаментов, но и
сроки строительства. Доказано, что срок возведения фундамен-
тов может решающим образом повлиять на выбор варианта для
строительства. В результате может быть применен фундамент,
стоимость изготовления которого несколько выше стоимости дру-
гих вариантов фундаментов [3].
Сборные железобетонные фундаменты, изготовляемые в за-
водских условиях, имеют большие преимущества перед монолит-
ными, так как значительная доля трудозатрат переносится со
стройплощадки на завод. Срок изготовления сборных фундамен-
тов практически не влияет на продолжительность строительства,
потому что фундаменты могут быть изготовлены заранее.
В данной работе рассмотрены рациональные конструкции
свай и фундаментов для различных грунтовых условий Урала
и Тюменской области. Наряду с обычными типами описаны но-
3
вые виды свай и фундаментов, разработанные и исследованные
в лаборатории оснований и фундаментов Уральского промстрой-
ниипроекта.
Разработка и внедрение новых типов свай и фундаментов при
строительстве промышленных и гражданских зданий и сооруже-
ний осуществлялись при поддержке строительных организаций:
Главсредуралстроя, Главтюменьнефтегазстроя, Главтюменьпром-
строя и Уралэлектросетьстроя.
В работе под руководством кандидата технических наук
А. Н. Тетиора участвовали инженеры О. И. Лобов, А. И. Алек-
сеев, Л. Н. Аверьянова, С. И. Орешников, В. В. Павлов,
А. Г. Литвиненко, А. А. Сальников, А. П. Анненков.
Автор выражает благодарность своим товарищам по работе,
принимавшим активное участие в исследованиях. Автор призна-
телен профессору, доктору технических наук М. И. Горбунову-
Посадову за помощь в научно-исследовательской работе.
Глава I. РАЦИОНАЛЬНЫЕ ТИПЫ
ФУНДАМЕНТОВ ДЛЯ ГРУНТОВЫХ
УСЛОВИЙ УРАЛА И ТЮМЕНСКОЙ
ОБЛАСТИ
Инженерно-геологические условия
Средний Урал
Горные сооружения Урала претерпели сложную историю гео-
логического развития, на протяжении которой интенсивные горо-
образовательные процессы неоднократно сменялись выравнива-
нием поверхности.
Под действием физического и химического выветривания
(резких колебаний температуры, объемных деформаций, меха-
нических воздействий, а также процессов окисления, гидратации,
гидролиза, растворения и карбонизации) происходило раздроб-
ление и измельчение горных пород. В результате физического
выветривания горные породы разрушались до определенных пре-
делов на глубину от 2 до 10 м. При химическом выветривании
происходило резкое измельчение зерен и образование из первич-
ных (материнских) минералов породы вторичных (глинистых)
минералов, между частицами которых возникали пластичные
связи. Химическое выветривание способствовало формированию
мощной коры выветривания, распространенной в глубину на
50—200 и более метров [4, 5].
По схеме распространения и строения различают площадный
и линейный типы коры выветривания. При площадном типе кора
выветривания имеет небольшую толщину, разделена на зоны по
высоте и занимает ограниченную площадь в плане. Для линей-
ного типа характерно образование глубоких и относительно узких
участков выветривания, называемых «карманами» выветривания.
Этот вид коры выветривания особенно распространен в геоло-
гических условиях Урала [4].
Основанием для фундаментов мелкого заложения на Урале
в большинстве случаев служат элювиальные грунты, являющие-
ся продуктами выветривания магматических, метаморфических
и осадочных пород (оставшиеся на месте их образования).
5
В зависимости от степени распада пород Л. И. Корженко
классифицирует зоны выветривания следующим образом
(рис. 1):
1-я — продукты физического выветривания, сохранившие
прочность в обломках: разборная скала, щебень, дресва, песок
и пыль;
а 5 8
Рис. 1. Схема зон выветривания на Урале (по Л. И. Корженко):
а — физическое выветривание; б — химическое выветривание; в — физическое и химиче-
ское выветривание; / — разборная скала; 2 — щебень; 3 — дресва; 4 — пылеватый песок;
5 — рухляк; 6 — сапролит; 7 — глинистый грунт; 8 — рухляковая разборная скала; 9 — са-
пролит с рухляковым щебнем; 10 — сапролит с рухляковой дресвой; // — глинистый
грунт с сапролитовым щебнем и дресвой.
2-я — продукты химического выветривания, частично сохра-
нившие структурную связность материнской породы: рухляк,
сапролит, глина, суглинок, супесь;
3-я — продукты физического и химического выветривания,
полностью утратившие структурную связность материнской по-
роды: рухляковая разборная скала, рухляковый или сапролито-
вый щебень, дресва и глинистый грунт с включением щебня и
дресвы.
Основанием для большинства забивных свай на Урале слу-
жат грунты второй и третьей зон (рухляки, сапролиты, глини-
стые грунты). Острие или уширение в нижней части буронабив-
ных свай можно опереть на грунты первой зоны выветривания
(разборная скала, щебень, дресва), что значительно повысит
их несущую способность. В случае большой глубины залегания
грунтов первой зоны выветривания целесообразно, как показы-
вает опыт, применение буронабивных висячих свай с профили-
рованной поверхностью.
Наличие «карманов» выветривания и сложное геологическое
строение площадок требуют особо внимательного отношения со
стороны проектировщиков и строителей. На рис. 2 показаны ха-
рактерные схемы геологических разрезов двух площадок строи-
тельства с глубокими «карманами» выветривания и переменным
уровнем залегания слабосжимаемого рухляка под слоем элюви-
ального суглинка. Под подошвой фундаментов мелкого заложе-
ния, таким образом, находятся разные по высоте слои грунта,
6
что вызывает неравномерную осадку. Проектирование и строи-
тельство в этих условиях осложняется еще и тем, что ряд глини-
стых грунтов Урала склонен к морозному пучению. Силы мороз-
ного пучения и деформации грунта при замерзании и оттаивании
достигают значительных величин [4]. Осадка при оттаивании
обычно превышает деформации от промерзания грунтов, что еще
более осложняет строительство. Если фундаменты установлены
в промороженный котлован, здание в процессе строительства и
некоторое время после окончания строительства не получает
недопустимых осадок. Оттаивание засыпанного дна котлована
происходит обычно к августу-сентябрю, после чего наблюдается
резкий рост осадок и раскрытие трещин в панелях стен подвала
или в блоках фундаментов [4].
Некоторые грунты на Урале не подвержены морозному пу-
чению и допускают устройство фундаментов мелкого заложения.
Рис. 2. Схемы геологических разрезов площадок строительства:
а —площадка ТЭЦ; б — площадка цеха завода РТИ; / — суглинок; 2 — рухляк; разбор-
ная скала.
7
В каждом конкретном случае строительства необходимы полные
инженерно-геологические изыскания. На основе проведенных
В. Б. Швецом, Б. Н. Мельниковым, П. П. Казаковым, Б. И. Ко-
ченгиным, Г. Б. Кульчицким исследований можно с необходимой
точностью установить физико-механические характеристики
грунтов и данные по морозному пучению [4, 6].
Тюменская область
Тюменская область расположена на территории Западно-Си-
бирской низменности. В крайней северной части области прости-
раются морские аккумулятивные равнины, сложенные песчано-
глинистыми морскими осадками. Южнее расположены леднико-
вые аккумулятивные равнины, образованные ледниковыми и
флювиогляциальными супесями, суглинками, глинами с включе-
нием разнозернистых песков, гравия, галечника и валунов.
Центральную часть области занимают аккумулятивные при-
ледниковые равнины, сложенные озерноаллювиальными и водно-
ледниковыми песчано-глинистыми осадками.
В южной части находятся аллювиальные равнины, покровные
отложения которых состоят из песчано-глинистых осадков рек
и озер.
Покровные образования в Тюменской области можно подраз-
делить на две зоны, каждая из которых имеет и свои климати-
ческие особенности [7]. К первой зоне относятся морские и
ледниковые равнины с широким развитием на севере тундры и
лесотундры. К югу простираются редкостойные заболоченные
елово-лиственные леса. Эта зона — избыточного увлажнения.
Превышение осадков над испарением составляет 150 мм!год на
севере зоны и 250 мм/год на юге.
В тундре из-за вечномерзлых грунтов и плоского рельефа
ослаблены естественный дренаж и поверхностный сток, что слу-
жит причиной заболоченности. Характерным видом покровных
образований является торф, мощность которого увеличивается
с севера на юг. На севере арктические тундровые минерально-
осоковые торфяники имеют мощность отложений до 0,3 м, южнее
распространены крупнобугристые и грядово-мочажинные боло-
та с мощностью торфа до 10—12 м и площадью в несколько
квадратных километров.
Вторая зона — долины крупных рек — сложена аллювиаль-
ными отложениями, мощность которых достигает 300 м. Ближе
к Уралу мощность рыхлых отложений уменьшается.
В результате обобщения данных инженерно-геологических
изысканий установлено, что расположенные вблизи дневной по-
верхности пески, супеси, суглинки и глины в талом состоянии
имеют малые значения модуля деформации и высокий коэффи-
циент сжимаемости. Так, для глинистых грунтов Е = 50-yl 80 кг! см?
8
[8]. Большая часть грунтов обладает свойством пучения при
промерзании.
В талом состоянии грунты Тюменской области относятся к
слабым. Торфы как основания зданий имеют большую сжимае-
мость под нагрузкой, характеризуются длительной консолидацией
п могут быть использованы в качестве оснований без предвари-
тельной подготовки территории лишь в редких случаях.
На севере Тюменской области в зоне распространения вечно-
мерзлых грунтов выделены три зоны [8]. Первая зона —
сплошного и по площади и по глубине распространения вечно-
мерзлых грунтов. Она расположена в пределах тундры и лесо-
тундры. Мощность вечномерзлых грунтов составляет 250—300 м
на широте Полярного Круга и увеличивается до 500—550 м на
70° с. ш.
Вторая зона — островного распространения и двухслойного
строения вечномерзлых грунтов. Вплоть до 63° с. ш. верхний слой
вечномерзлых грунтов имеет мощность 30—80 м, ниже залегают
талые грунты, подстилаемые с глубины 150 м вторым слоем веч-
номерзлых грунтов (реликтовым) мощностью 200—300 м. Север-
нее 65° с. ш. мерзлые грунты занимают более 50%' всей террито-
рии и расположены островами на торфяниках и в междуречьях.
В южных районах области (третья зона) распространен толь-
ко второй слой вечномерзлых грунтов. Эти грунты находятся в
пластичномерзлом состоянии.
Южнее третьей зоны при застройке территории происходит
понижение температуры грунтов основания и образование веч-
ной мерзлоты (например, в Сургуте и Нижневартовске) [8].
Южнее 60° с. ш. повсеместно встречаются лессовые грунты.
В северной части зоны своего распространения лессовые грунты
не обладают просадочными свойствами, южнее они слабопроса-
дочны и просадочны, особенно в районе 56—50° с. ш. [7].
Таким образом, инженерно-геологические условия Тюменской
области разнообразны и отличаются большой сложностью с точ-
ки зрения использования грунтов как оснований зданий и соору-
жений. Многообразие видов грунтовых условий определяет и
применение различных конструкций фундаментов. В зависимо-
сти от вида здания, геологического разреза, гидрогеологической
характеристики площадки могут быть применены различные типы
свайных, столбчатых или сплошных фундаментов.
Особенности выбора площадки для
строительства и устройства котлованов
Глубокое сезонное промерзание, наличие вечномерзлых грун-
тов, высокий уровень грунтовых вод, сложные напластования по
глубине затрудняют устройство котлованов и вызывают большие
осадки фундаментов.
9
Таблица 1. Основные причины развития неравномерной осадки
Вид осадки Причины развития неравномерной осадки Степень влия- ния указан- ных причин на развитие неравномерной осадки
Осадка от 1. Выклинивание отдельных слоев грунта в пре- Основное
уплотнения делах контура здания влияние.
грунта 2. Линзообразное залегание отдельных видов грунта 3. Неодинаковая мощность слоев грунта, зале- гающих в основании 4. Неодинаковая плотность грунта или неравно- мерное распределение в грунте различных включе- ний (торф и т. д.) 5. Неодинаковая нагрузка на отдельные фунда- менты и неодинаковые размеры фундаментов при равных контактных давлениях 6. Неодинаковое влияние соседних фундаментов на осадку фундаментов в средней и крайних ча- стях сооружения 7. Неодновременное загружение фундаментов в период постройки сооружения 8. Загружение отдельных фундаментов нагруз- кой меньше проектной Неравномер- ность осадки определяется расчетом
Осадка 9. Неодинаковое набухание грунта основания Незначитель-
вспучивания вследствие причин, указанных в п. п. 1—4 ное влияние.
из-за набу- 10. Откопка котлованов в отдельных частях со- Может иметь
хания грунта оружения на различную глубину значение при
основания 11. Большее набухание грунта под центральной глубине кот-
при откоп- частью котлована, чем под краями и углами лованов бо-
ке и после- дующего уплотнения под нагруз- кой 12. Различная продолжительность набухания грунта в отдельных частях котлована лее 5 м
Осадка раз- 13. Неодинаковое сопротивление грунта сдвигу Незначитель-
рушения , вследствие причин, указанных в п. п. 1—4 ное, при дав-
связанная 14. Неодинаковое развитие зон пластических де- лении по по-
с пластиче- формаций вследствие причин, указанных в п. п. 5, дошве мень-
скими де- формациями 7, 8 ше 7?н
Осадка раз- 15. Воздействие метеорологических факторов: Может быть
рушения промерзание и оттаивание грунта в основании очень боль-
вследствие при устройстве фундаментов и строительстве шим при не-
нарушения здания; правильном
структуры набухание и размягчение грунта в основании производстве
грунта при производстве работ из-за увлажнения его атмосферными осадками; высыхание грунта в основании под воздействи- ем солнечной радиации и ветра 16. Воздействие грунтовых вод: разрушение слоев грунта гидростатическим давлением; разрушение грунта в результате гидродинами- ческого воздействия; суффозия грунта потоком грунтовых вод, посту- пающих в котлован или приямки работ
Окончание табл. 1
Вид осадки Причины развития неравномерной осадки Степей^ влия- ния указан- ных причин на развитие неравномерной осадки
17. Динамические воздействия на водонасыщен- ные, очень пористые пылеватые и глинистые грун- ты: при перемещении механизмов по дну котлована; при ударах землеройных механизмов о грунт; при ударах, например, при рыхлении мерзлого грунта; при выполнении взрывных работ около возво- димого сооружения Небольшое влияние
Таблица 2. Мероприятия по уменьшению чувствительности конструкций
сооружений к неравномерным осадкам
Вид деформации Конструкция сооружения * Рекомендуемые мероприятия
Крен Жесткие высокие сооружения 1. Возведение сооружений с обратным креном, равным половине расчетного значения, устройство фундаментов с регулируемым креном
Прогиб и Здания с 2. Устройство непрерывного армирования вдоль
перегиб продольны- ми несущи- ми стенами всех наружных и внутренних стен в виде сварной арматуры, железобетонных или железокирпичных поясов 3. Разрезка здания на части осадочными шва- ми, располагаемыми в местах резкой неоднород- ности грунтов основания, переходов к другой вы- соте здания, поворотов здания и в местах темпе- ратурных швов 4. Устройство общей перемычки над проемами, разделенными простенками с шириной менее поло- вины высоты проемов 5. Увеличение глубины заделки опор перемычек, прогонов и настилов перекрытий 6. Повышение прочности заделки анкеров пере- крытий и прогонов 7. Уменьшение коэффициента условий работы в 1,5 раза при расчете элементов стен и фундамен- тов на сжатие 8. Устройство несущих конструкций одного типа 9. Возведение отдельных железобетонных ко- лонн на ленточных фундаментах, соединенных с фундаментами наружных стен 10. Устройство осадочных швов в местах при- мыкания различно нагруженных стен 11. Придание отдельным частям здания различ- ных подъемов в соответствии с ожидаемыми осад- ками 12. Устройство фундаментов с регулируемой осадкой
Окончание табл. 2
Вид деформации Конструкция сооружения Рекомендуемые мероприятия
Перекос Многоэтаж- ные здания с несущими каркасами Одноэтаж- ные произ- водственные здания Здания с 13. Устройство жестких коробчатых фундамен- тов, забивка свай-стоек 14. Устройство жестких фундаментов (перекре- стных, сплошных, ребристых плит, коробчатых фундаментов) 15. Разрезка здания осадочными швами в соот- ветствии с п. 3 16. Распределение собственного веса конструк- ций равномерно между отдельными фундаментами 17. Устройство свай-стоек 18. Устройство разрезных конструкций 19. Применение конструкций с максимальной гибкостью, если необходимо их делать неразрезны- ми 20. Выполнение п. п. 3—5, 8—10, 14 21. Выполнение п. п. 2—11 в месте ожидаемого
продольны- ми несущи- ми стенами перекоса
Как указывает Б. И. Далматов, в общем случае суммарная
осадка фундамента слагается из четырех составляющих, зави-
сящих от уплотнения грунта, разуплотнения грунта на дне кот-
лована при производстве работ, выпирания за счет развития пла-
стических деформаций и нарушения структуры грунта при строи-
тельстве [2].
Для Тюменской области характерно наличие всех перечис-
ленных причин развития неравномерной осадки фундаментов
(табл. 1). Площадку для строительства следует выбирать с уче-
том получения минимальных неравномерных осадок уплотнения,
особенно из-за выклинивания и линзообразного залегания слоев
грунта с различной плотностью. Если требуется разместить соо-
ружение в пределах заданной площадки, характеризующейся
неравномерным залеганием слоев грунта, необходимо установить
расчетом ожидаемую неравномерность осадки уплотнения и пре-
дусмотреть в конструкциях фундамента и здания специальные
меры для предотвращения трещин: осадочные швы, повышение
жесткости здания и др. (табл. 2).
Расструктуривание грунтов основания может служить одной
из причин больших и неравномерных осадок. Оно обусловлива-
ется метеорологическими воздействиями (пучение при промер-
зании, осадка при оттаивании, набухание грунта при увлажне-
нии, высыхание под действием ветра и солнечной радиации), а
также действием грунтовых вод и газов (разрушение от гидро-
статического давления, гидродинамического давления, суффозии
грунта) [2].
Для восприятия дополнительных усилий, возникающих в сте-
нах и фундаментах зданий от изгиба при неравномерной осадке,
необходимо предусматривать специальные армированные пояса.
Сечение арматуры в поясах рассчитывается с учетом распре-
деления усилий при изгибе стены как для обычного изгибаемого
элемента. Одновременно с расчетом продольной арматуры про-
веряют кирпичную кладку стен на действие главных растягива-
ющих напряжений, которые должны быть меньше прочности
кладки на растяжение.
Армированные пояса устраиваются в утолщенных швах
кладки или бетонируются на проектных отметках с размещением
арматуры в двух уровнях. Для расчета принимают один из видов
эпюр контактных давлений для неравномерно сжимаемых грун-
тов [2].
Строительство фундаментов в условиях
вечномерзлых грунтов
Как известно [1, 8], при строительстве в условиях вечномерз-
лых грунтов могут применяться четыре метода возведения фун-
даментов:
без учета вечномерзлого состояния грунтов,
с сохранением вечномерзлого состояния грунтов,
с допущением оттаивания вечномерзлых грунтов при строи-
тельстве и эксплуатации сооружения,
с предпостроечным оттаиванием грунтов.
Фундаменты, используемые по принципу сохранения вечно-
мерзлого состояния грунта, должны быть запроектированы с
учетом предохранения грунта от оттаивания и исключения мороз-
ного пучения фундамента. Для предотвращения оттаивания грун-
та могут служить конструктивные мероприятия, относящиеся к
схеме здания или к типу фундамента. В первом случае устраива-
ются проветриваемые подполья, охлаждающие каналы, подсыпки
для теплоизоляции и др. Во втором случае необходимо заглуб-
лять фундамент в вечную мерзлоту, поэтому наиболее эффектив-
ны вмороженные сваи, сваи с уширениями, которые работают
как анкера, а также термосваи (например, конструкции
С. И. Танеева), постоянно охлаждающие околосвайное прост-
ранство (рис. 3).
Глубина заложения свай и фундаментов мелкого заложения
назначается с учетом мощности деятельного слоя. Следует пре-
дусматривать заглубление свай и фундаментов ниже верхней
границы вечной мерзлоты из расчета анкеровки с целью пред-
отвращения выпучивания. Для противодействия силам морозно-
го пучения можно использовать также увеличение нагрузки на
фундамент и снижение сил смерзания грунта с фундаментом
13
путем применения специальных обмазок или обсыпок (из несмер-
зающихся материалов).
При производстве работ следует создать условия для сохра-
нения вечномерзлого состояния грунта: не допускать нарушения
растительного покрова (травяного, мохового, кустарника). Для
этого устраиваются специальные подсыпки, по которым осуще-
ствляется передвижение механизмов.
Рис. 3. Типы свай в вечномерзлых грунтах:
а, б — термосваи; в — слабоконические сваи; г — сваи с уширением; / —свая; 2 — ребро;
3 — пропан; 4 — вентиль; 5 — труба; 6 — охладители; 7 — талый грунт; 8 — коническая
свая; 9 — изоляция; 10 — засыпка; // — свая с уширением; /2 — гидроизол; 13 — грунт
в деятельном слое.
Выработку мерзлых грунтов в котлованах для обычных фун-
даментов ведут с применением механического рыхления, оттаи-
вания, вымораживания и взрывов.
Для механической разработки мерзлых грунтов используют-
ся обычные механизмы ударного действия, снабженные иногда
виброклиньями. Предварительно мерзлый грунт размораживают
с помощью электропрогрева, паропрогрева или огневым способом
(сжиганием жидкого топлива в стальных кожухах). Слой грунта,
расположенный под подошвой фундаментов, оставляют в мерзлом
состоянии. Окончательную планировку для котлована производят
вручную, чтобы не снизить прочность вечномерзлого грунта.
Метод разработки грунта оттаиванием применяется в зимних
условиях, когда деятельный слой находится в промерзшем со-
стоянии. Осенью целесообразно применять вымораживание
талых грунтов. С наступлением заморозков постепенно разраба-
тывают замерзшие слои грунта, что ведет к дальнейшему промо-
14
раживанию дна и стенок котлована. В случае применения вымо-
раживания необходимо предусмотреть меры против затопления
котлована талыми водами.
Для бетонирования фундаментов применяются жесткие бетон-
ные смеси с ускоренным твердением для предохранения дна кот-
лована от оттаивания, а бетона — от замораживания. С этой же
целью применяют укладку бетона на термоизоляционный слой,
расположенный на дне котлована. Для максимального упроще-
ния производства работ следует использовать сборные конст-
рукции. Одним из наиболее эффективных типов фундаментов в
условиях вечномерзлых грунтов является свайный фундамент.
Установка свай в проектное положение может осуществлять-
ся несколькими способами. Ниже описаны основные из них:
установка свай в пробуренные скважины,
установка свай в протаянные скважины с последующей забив-
кой до отказа,
забивка (реже вибропогружение) свай в мерзлый грунт.
Для назначения времени передачи на вмороженную сваю
расчетной нагрузки важно знать продолжительность естествен-
ного смерзания боковой поверхности свай с вечномерзлым грун-
том. Как показали экспериментальные исследования, в началь-
ный период нагрузка передается через острие, но по мере смер-
зания боковой поверхности с грунтом все большая часть усилия
передается через боковую поверхность. Через определенное вре-
мя, зависящее от способа образования скважины, температуры
вечномерзлого грунта, вида грунта, происходит полное смерза-
ние боковой поверхности сваи с вечномерзлым грунтом. В это
время для свай длиной более 5—6 м основная часть нагрузки
воспринимается поверхностью смерзания сваи с грунтом. Силы
смерзания служат и для предотвращения пучения свай при выпу-
чивании деятельного слоя.
Наименее продолжительно время смерзания боковой поверх-
ности свай с грунтом при их забивке в вечномерзлый грунт.
Способ проходки скважин бурильными агрегатами с последую-
щей установкой свай и заполнением пространства между стен-
ками скважины и сваей жидким грунтом (мокрым песком или
жидкой песчано-глинистой смесью) дает более продолжитель-
ное время смерзания, но зато он позволяет устанавливать сваи
с большой точностью. Кроме того, при этом способе можно по-
лучить данные о виде и состоянии грунта в основании свай и
избежать поступления в грунт большого количества тепла.
Широко распространенный способ протаивания скважин па-
ром при помощи паровых игл позволяет быстро устанавливать
сваи в грунт, однако на эффективность этого способа оказывают
большое влияние тип грунта (наличие твердых включений), его
температура и содержание в нем льда и др. Перед началом работ
необходимо установить эффективность применения паровых игл,
так как неравномерное и длительное погружение паровых игл
15
вызывает поступление в грунт большого количества тепла, обра-
зование скважин большого диаметра и продолжительное после-
дующее замерзание грунта. Иногда после установки и добивки
свай требуется заклинивание их в проектном положении до за-
мерзания грунта в околосвайном пространстве.
Время смерзания сваи с вечномерзлым грунтом можно опре-
делить по формуле Г. Н. Максимова
__ 80 (W И/ н) уск In А ^2 I г 1 । \ 1 х
2Л(т —Z) ° \
где U — время;
х— природная температура замерзания грунта;
t — природная температура окружающего грунта;
"Уск — объемный вес скелета талого грунта вокруг сваи;
W — весовая влажность этого грунта;
— количество незамерзающей воды в грунте в период началь-
ного смерзания;
ri — радиус скважины или протаянной зоны;
А — радиус влияния;
г0 — переменный радиус промерзания грунта около сваи.
Так как величина 1пА колеблется в пределах от 1,09 до 1,61
при изменении А от 3 до 5, то эту величину можно заменить
коэффициентом К =1,14-1,6, причем меньшее значение следует
принимать для свай, погруженных в буровые скважины, и боль-
шее — для свай в протаянных скважинах.
Для быстрого смерзания свай с грунтом можно применять
искусственные трубчатые охладители, состоящие из трубок, рас-
положенных на свае (см. рис. 3). Охлаждение грунта осущест-
вляется при помощи циркуляции раствора-хладоносителя после
погружения свай в скважины и заполнения околосвайного про-
странства грунтом. Для наблюдения за замораживанием свай
и температурой можно использовать термопары и влажностные
элементы. Это дает возможность достаточно обоснованно судить
о сроках смерзания свай с грунтом.
В особо ответственных случаях могут быть применены термо-
сваи конструкции С. И. Гапеева с хладоносителем-керосином или
сваи, представляющие собой полую стальную трубу с заглушкой
и радиаторными ребрами, заполненную под давлением около
4 ати жидким пропаном (см. рис. 3). Пропан испаряется при
температуре около 0°С, охлаждая окружающий грунт, и затем
конденсируется в верхней части сваи (температура конденсации
около —16°С), снабженной для быстрого охлаждения радиа-
торными ребрами. Такие сваи применялись в Якутии. Так как
термосваи имеют высокую стоимость, их применение ограничено.
Снижение стоимости термосвай может быть достигнуто, на
наш взгляд, применением вместо металла синтетических мате-
риалов.
16
Для предотвращения морозного пучения свай в малонагру-
женных фундаментах (трансформаторные подстанции и др.) при-
меняются следующие способы:
заглубление свай или фундаментов в толщу вечномерзлого
грунта, чтобы обеспечить анкеровку;
устройство уширений в нижней части свай и фундаментов или
установка свай конической формы широкой частью конуса вниз;
изоляция свай и фундаментов в зоне деятельного слоя для
предотвращения смерзания бетона с грунтом.
При устройстве фундаментов на промерзающих заболоченных
территориях одним из основных вопросов является вопрос о дей-
ствии промерзающего торфа на конструкцию фундаментов. Как
показали исследования Н. Н. Морарескула, торф промерзает
медленнее минеральных грунтов, что в основном объясняется
его большой термоактивной влажностью. Торф обладает свойст-
вом пучения при промерзании. Учитывая, что торф имеет высокое
устойчивое сопротивление смерзанию с некоторыми строитель-
ными материалами (например, с деревом), можно опасаться
возникновения касательных сил пучения. Однако в действитель-
ности возникающие при промерзании торфа силы пучения будут
незначительны, так как торф имеет большую сжимаемость и пу-
чение будет развиваться вниз. Опасность пучения может возник-
нуть только в малонагруженных фундаментах.
Особенности строительства на просадочных
грунтах
Распространенные в отдельных районах Тюменской области
макропористые грунты обладают просадочными свойствами.
Расчет оснований и фундаментов должен выполняться с учетом
просадочности грунта в следующей последовательности:
оценка инженерно-геологических условий площадки;
определение типа грунтовых условий по просадке: I тип —
просадка грунта при замачивании от действия собственного веса
отсутствует или не превышает 5 см\ II тип — просадка от дейст-
вия собственного веса превышает 5 см\
определение глубины заложения фундамента;
расчет размеров подошвы фундамента на естественном осно-
вании;
определение возможной просадки основания;
уточнение типа фундамента и основания, параметров фунда-
мента;
расчет искусственного основания (при необходимости);
конструктивный расчет фундамента.
Определение типа инженерно-геологических условий по про-
садочности необходимо для назначения мероприятий, обеспечи-
2
А. Тетиор
17
вающих нормальную эксплуатацию строящегося объекта. Если
при I типе грунтовых условий просадочность устраняют только
в пределах деформируемой зоны (около 1,5 ширины фундамен-
та), то при II типе необходимо устранить просадочность на всю
глубину просадочной толщи. Возможно также проведение спе-
циальных водозащитных или конструктивных мероприятий для
защиты фундамента здания от просадки.
Назначение глубины заложения подошвы фундамента связа-
но с тем, что с увеличением этой глубины уменьшается толща
просадочного грунта. Заглублением фундамента можно умень-
шить просадку или совсем избавиться от нее. Так как устройство1
котлованов в просадочных грунтах не связано с водоотливом,
возможна полная прорезка слоя просадочного грунта. Как один
из рациональных вариантов в Тюменской области могут быть
применены сваи, прорезающие просадочный грунт.
Эффективны также мероприятия, устраняющие просадочность
грунта:
термическая обработка грунта,
закрепление грунта силикатизацией,
поверхностное уплотнение грунта тяжелыми трамбовками,,
глубинное уплотнение грунтовыми сваями,
устройство грунтовой подушки из непросадочного грунта.
Конструктивные и водозащитные мероприятия применяются
для уменьшения просадки или для обеспечения нормальной экс-
плуатации здания при просадке от случайного замачивания
грунта. Конструктивные мероприятия состоят в увеличении жест-
кости и прочности элементов здания, разрезке здания на отдель-
ные блоки осадочными швами и т. д. Водозащитные мероприя-
тия заключаются в предотвращении замачивания основания пу-
тем планировки и благоустройства территории, специальным
устройством трубопроводов и т. д.
Фундаменты на заболоченных территориях
На территории Тюменской области и Урала распространены
заторфованные грунты и торфы. Как правило, слои торфа раз-
личной толщины залегают на поверхности, но изредка встреча-
ются и погребенные торфы, уплотненные вышележащими слоями
грунта.
Торфы и заторфованные грунты характеризуются большой
сжимаемостью, длительной консолидацией под нагрузкой и пото-
му обычно не рекомендуются для использования в качестве
оснований сооружений. В каждом конкретном случае в зависи-
мости от вида сооружения, степени заторфованности грунта и
вида торфа возможность строительства должна быть обоснова-
на. Считается, что при строительстве на торфяных грунтах сле-
дует ограничиваться возведением временных сооружений.
18
В зависимости от толщины торфяного слоя и степени капи-
тальности здания возможны следующие способы строительства:
полное выторфовывание и опирание подошвы фундаментов
на подстилающие торф грунты;
замена торфа подушкой из песка, щебня или уплотненного
местного грунта;
забивка свай-стоек или висячих свай в подстилающие торф
грунты;
частичное выторфовывание и устройство распределительной
подушки;
опирание подошвы фундаментов на слой торфа;
устройство плавающих фундаментов в водонасыщенном тор-
фе или на плавающем торфяном ковре.
Вид фундамента, способ производства работ, метод расчета
деформации торфяного основания выбираются в зависимости от
вида и состояния торфяного массива.
Торфяные залежи со степенью разложения S до 30% и влаж-
ностью W от 700 до 1300% имеют под нагрузкой преимущест-
венно деформации сжатия. Залежи со степенью разложения от
30 до 60% и влажностью от 500 до 700% характеризуются де-
формациями сжатия и выпирания под нагрузкой с образованием
бугров выпирания. Для залежей со степенью разложения более
60%‘ и влажностью менее 500% характерно полное выпирание
торфа под нагрузкой.
Характер и степень деформации фундаментов на торфах за-
висят от поперечных и продольных уклонов дна торфяного мас-
сива. Уклоны более 1 : 10 начинают оказывать заметное влияние
на крен фундаментов. Г. С. Аношкиным величина уклонов 1 : 10
принята за критическую, начиная с которой необходимо при рас-
чете и конструировании сооружений учитывать влияние дна тор-
фяной залежи.
Величина осадки оснований из торфа возрастает с увеличе-
нием мощности торфяной залежи.
Для расчета осадки торфяной залежи можно использовать
метод, разработанный С. С. Корчуновым:
п \ '
hh
i=l
где h — деформация отдельного пласта торфа, слагающего тор-
фяную залежь;
Р— удельное давление на торф;
С — отношение периметра к площади фундамента;
Ао, BQ) k — постоянные, характеризующие свойства торфа и опреде-
ляемые по табл. 3.
Для ускорения осадки сооружений применяются следующие •
способы:
2* 19
Таблица 3. Строительные свойства торфов Тюменской области
| 4,70 4,75 4,85 | 6,35 0,56'2,78^12,20 i 1
Во, кг/см2 | 4,75 4,95 6,62 | 5,00
Л о ч | 0,19 1 0,88 0,46 0,10
Сцепление, кг/см2 0,10—0,16 | 0,06—0,12 ' 1 1 0,05—0,30 1
Коэффициент внутреннего трения 0,33—0,55 | t2 о 1 ю o' 1 1 1 0,09—0,65 1
Модуль сжа- тия, кг/см2 сч 1 со г—< г—< г—и 1 сч т—< 1
Плот- ность, г/см3 0,22 1 1 1 ! 600—1000 — 1 1300—15001 0,88 1 1
Тип торфяной залежи 1 верховой 1 500—900 1 1 1
3, % 1 | 1 |40—60 ! 35—60( 00 § 30—46 1 1 сч г—Ч 1
переходный | 1 % 'А 500—1160 1100 1 600—1200 I 1 1 25—37 500—900 1 800—1150 700—1100J 1
3, % | § 1 о 1 26—40 о ю см 30—40 1 20—26 1 1
низинный I I % ‘ЛА о о 00 1 § 850—900 1 О ю сч о о 32 ; 1100 1 1300 1000
ю 47 36 00 со 23 СО о
Вид торфа Древесный Древесно-тра- вяной Древесно-мохо- вой Травяной Травяно-моховой Моховой Сапропель
Таблица 4. Типы фундаментов опор ЛЭП на болотах
Мате- риал опоры Тип опоры ! Глубина болота, м Тип фундамента
Я о (V \о о Одностоечные без оттяжек 0,5—1,0 1,5—4,0 1. Подножник или нижняя часть ствола опоры. Основание—минеральный грунт дна болота. Для восприятия горизонтальных нагрузок — ригели с обсыпкой грунтом 2. Подножник или нижняя часть ствола опоры. Основание — минеральный грунт дна болота. От- тяжки крепятся к сваям, забитым в грунт
СП О) СУ £ Одностоечные с оттяжками 1,5—4,0 0,5—4,0 Более 4,0 3. Свайный фундамент с монолитным роствер- ком. Плавающий фундамент. Оттяжки — по п. 2 4. Подножник или нижняя часть ствола опоры. Оттяжки крепятся к бетонным анкерам, уложен- ным на скалу. Плавающий фундамент. Дно боло- та— скала ' 5. Плавающие фундаменты из железобетона или дерева
ч ОЗ ! Свободно стоящие 0,5—1,5 1,5—3,0 3,0—4,0 Более 4,0 6. Подножники, опертые на минеральный грунт. Вокруг фундамента забивается шпунт, а торф за- меняется песком 7. Свайный фундамент из железобетонных или стальных свай со стальным ростверком. Плаваю- щий фундамент 8. То же, что в п. 7, или свайный фундамент из деревянных свай 9. Плавающие фундаменты
(У Одностоечные с от- тяжками 0,5—3,0 3,0—4,0 0,5—4,0 Более 4,0 10. Подножник, опертый на минеральный грунт и обсыпанный песком. Оттяжки крепятся к анке- рам, пригруженным песком 11. Свайный фундамент с ростверком или пла- вающий фундамент. Оттяжки крепятся к анкер- ным сваям 12. То же, что в п. 11, но оттяжки крепятся к бетонным анкерам, уложенным на скальное дно 13. Плавающие фундаменты
Дере- во Все опоры 0,5—1,5 14. Свайный фундамент с деревянными сваями
осушение торфяной залежи открытыми каналами;
осушение дренами;
вакуумирование залежи;
предварительное обжатие залежи песчаной пригрузкой.
При строительстве опор ЛЭП в Тюменской области часто
возникает необходимость устройства фундаментов опор на боло-
тах. Н. Н. Морарескул и В. М. Швецов установили некоторые
общие закономерности залегания торфов в Западной Сибири:
21
болота в чашеобразном углублении с мощностью торфяных
отложений до 4 ж, реже до 7—8 ж;
болота на ровной или выпуклой поверхности минеральных
грунтов, большой площади в плане, глубиной 1,0—2,5 м\
болота чашеобразной формы в разрезе, заполненные в верх-
ней части торфом, в нижней — сапропелем, глубина 2,0—4,0 ж;
болота, занимающие местные понижения рельефа, глубина
до 1,0 м.
Н. Н. Морарескулом и В. И. Швецовым составлен^ таблица
рациональных типов фундаментов опор ЛЭП в зависимости от
глубины болот. Автор эту таблицу несколько изменил с учетом
устройства фундаментов опор ЛЭП на болотах большой глуби-
ны (табл. 4). Следует добавить, что наиболее рационально для
Тюменской области в условиях отсутствия дорог максимальное
использование сборных, заранее изготовленных конструкций из
железобетона и металла, а также местных материалов (дерева).
Нужно максимально использовать методы строительства, не
требующие предварительного выторфовывания территории и по-
следующей засыпки (свайные и плавающие фундаменты).
При забивке свай в условиях сложного напластования грун-
тов с различными физико-механическими характеристиками сле-
дует в расчетной схеме оснований учитывать отличие в схеме
передачи нагрузки в слоистом и в однородном грунте. Угол пере-
дачи напряжений от воздействия загруженной сваи на грунт
меняется в больших пределах. Примерные характеристики этого
угла приведены в работе [9].
При забивке висячих свай в грунты с погребенными слоями
торфа следует учитывать возможность возникновения отрица-
тельного трения, увеличивающего нагрузку на сваю. Для учета
этого трения необходимо при расчете свай из общей несущей
способности вычитать сопротивление свай по боковой поверхно-
сти в пределах слоев грунта, лежащих выше слоя торфа. Все
типы свай, проходящих через слой торфа, нужно проверять на
устойчивость ствола как сжатого стержня, который не предо-
хранен от потери устойчивости.
Особенности строительства на элювиальных
грунтах
Под руководством доктора технических наук В. Б. Швеца
впервые был комплексно изучен ряд вопросов, таких как осо-
бенности элювиальных грунтов Урала, методы их исследований,
способы производства фундаментных работ, условия промерза-
ния и морозного пучения грунтов, расчет и проектирование осно-
ваний и фундаментов [4].
Наблюдения за построенными зданиями на элювиальных
грунтах Урала, проведенные лабораторией оснований и фунда-
22
ментов под руководством В. Б. Швеца, показали, что в ряде слу-
чаев происходили недопустимые деформации фундаментов. Это
было вызвано главным образом неравномерной осадкой основа-
ния. В. Б. Швец считает основными причинами недопустимых
деформаций фундаментов следующие:
неполноту инженерно-геологических изысканий и исследова-
ний грунтов оснований, недостаточное инженерно-геологическое
обоснование проектов;
игнорирование при проектировании оснований и фундамен-
тов неоднородности сложения и неравномерности сжимаемости
элювиальных образований;
нарушение природных свойств элювиальных грунтов в про-
цессе строительства;
изменение свойств элювиальных грунтов при эксплуатации
возведенных зданий и сооружений.
Неточная оценка строительных свойств элювиальных грунтов
в результате неполных инженерно-геологических изысканий и
исследований может привести к значительным деформациям зда-
ний и дополнительным затратам на повышение жесткости фун-
даментов. Известно, что отбор проб с ненарушенной структурой
для элювиальных грунтов различной степени выветривания
затруднен. При отборе проб необходимо сохранить образцы нена-
рушенной структуры диаметром не менее 100 мм. Если в резуль-
тате бурения пробы будут разрушены буровым инструментом,
грунты различной степени выветривания при изысканиях могут
быть оценены как равнопрочные.
Большое значение для снижения возможных неравномерных
осадок имеет выявление «карманов» выветривания, представля-
ющих собой заполненные глинистым материалом полости в
крупнообломочных, рухляковых и скальных грунтах. Назначе-
ние глубины заложения подошвы фундаментов или длины свай
зависит от точности построения профилей кровли скальных грун-
тов, выявления «карманов» выветривания и жильных включений.
Для более точного решения указанных вопросов необходимо
увеличивать количество разведочных выработок и доводить их
до кровли скальных или рухляковых грунтов, а также приме-
нять более совершенные методы инженерно-геологических изы-
сканий (например, методы геофизической разведки).
Наряду с определением прочности и сжимаемости элювиаль-
ных грунтов при инженерно-геологических изысканиях нужно,
как указывает В. Б. Швец, обеспечивать правильную оценку
устойчивости природной структуры грунтов и специфики основа-
ний. Необходимо оценивать степень выветривания пород, склон-
ность их к дальнейшему выветриванию и связанному с ним раз-
рушению структуры при обводнении, промораживании и простое
открытых котлованов.
Игнорирование неоднородности сложения и сжимаемости
оснований из элювиальных грунтов приводит к деформациям
23
фундамента зданий, иногда превышающим допустимые по усло-
виям эксплуатации. Недостаточное знание проектировщиками
и изыскателями специфических особенностей элювиальных грун-
тов как неоднородных образований может привести не только
к большим деформациям фундаментов, но и послужить причи-
ной назначения значительных запасов прочности, вызывающих
удорожание конструкций нулевого цикла. Иногда прочные элю-
виальные грунты (сапролиты, рухляки) оцениваются как гли-
нистые, а глинистые крупнообломочные грунты, значительно
ослабленные выветриванием, — как прочные, малосжимаемые
основания. В обоих случаях неправильный подход к проектиро-
ванию и расчету фундаментов затрудняет нормальную эксплуа-
тацию построенных зданий.
В процессе строительства при простоях вскрытых котлованов,
обводнении дна, промораживании основания, нарушении правил
ведения фундаментных работ возможно нарушение природных
свойств элювиальных грунтов, в том числе и рухляковых, после
их оттаивания (например, в результате промораживания откры-
тых котлованов в зимнее время или при неполной обратной за-
сыпке фундаментов). Мероприятия, направленные на сохране-
ние природных свойств грунтов в основании фундаментов, сво-
дятся к предохранению дна котлована от промораживания,
замачивания водой, к правильному производству работ. При
производстве работ нельзя допускать разуплотнения грунта на
дне котлована механизмами, а также его расструктуривания
из-за метеорологических воздействий.
При эксплуатации построенных зданий и сооружений возмож-
но изменение строительных свойств элювиальных грунтов, свя-
занное с обводнением, промораживанием основания, попаданием
в грунт кислот или щелочей. Эти воздействия вызывают расструк-
туривание грунтов основания и снижение их физико-механиче-
ских свойств. И. М. Галант установила, что действие растворов
серной кислоты может привести к пучению основания. Продукты
взаимодействия глинистых коллоидов с растворами серной кис-
лоты вызывают увеличение первоначального объема грунта и
развитие больших давлений, действующих на фундаменты
зданий.
Малонагруженные фундаменты легких зданий и сооружений
(опор ВЛ, сельскохозяйственных зданий и др.) при эксплуатации
могут деформироваться из-за морозного пучения элювиальных
грунтов в основании. Для предотвращения пучения необходимо
устраивать фундаменты, имеющие повышенную анкерующую
способность. Для уменьшения влияния неодинаковой сжимаемо-
сти оснований из элювиальных грунтов предусматриваются сле-
дующие мероприятия (обычно применяющиеся в практике строи-
тельства на неоднородных грунтах) :
устройство послойно уплотненных подушек из, крупного пе-
ска и щебня на расчетную глубину;
24
повышение прочности и жесткости зданий и сооружений или
применение конструкций, приспособленных к неравномерным
осадкам (осадочные швы и т. д.);
применение шлицевых фундаментов или набивных свай.
Небольшие по размеру «карманы» выветривания под подош-
вой фундаментов можно расчищать и заполнять песком или
щебнем с послойным уплотнением. Большие «карманы» вывет-
ривания нужно заменять подушками из песка или щебня, тол-
щина которых должна быть не менее половины глубины сжи-
маемой толщи (для столбчатых фундаментов) или не менее 2,5 м
(для фундаментных плит). Небольшие твердые включения в гли-
нистых грунтах необходимо удалять и заменять уплотненным
грунтом. При резкой смене грунтов в пределах одного здания
нужно устраивать осадочные швы или применять свайные фун-
даменты из буронабивных свай. При наклонно-падающих слоях
грунта здания следует располагать поперек их залегания. /Мож-
но применять также буронабивные или забивные составные сваи.
В условиях неоднородных грунтов целесообразно устраивать,
неразрезные ростверки или железобетонные пояса в уровне цо-
коля в сочетании с армированными швами в нижней части фун-
дамента. В проектах должны быть установлены также предельно
допустимые сроки простоя открытого котлована или величины
недобора грунта для уменьшения расструктуривания грунта на
дне котлована.
Экономическая эффективность и надежность
фундаментов
Одним из основных вопросов проектирования и строительства
конструкций, в том числе фундаментов, является вопрос о том,
сможет ли конструкция надежно эксплуатироваться в течение
установленного срока. Как известно, надежностью называется
свойство конструкции выполнять заданные функции, сохраняя
свои эксплуатационные показатели в заданных пределах в тече-
ние требуемого промежутка времени или требуемой наработки
(ГОСТ 13377—67).
В теории надежности отказ (нарушение работоспособности)
рассматривается как случайное событие и описывается матема-
тическими функциями распределения вероятностей различных
интервалов времени.
Надежность конструкции есть функция ее эффективности,
которая в свою очередь является одним из факторов, определя-
ющих ценность данной конструкции. В понятие ценности конст-
рукции входят, помимо эффективности, также стоимость, трудо-
емкость и сроки возведения.
Стоимость фундамента состоит из стоимости конструкций,,
стоимости эксплуатации и стоимости возможного восстановления
25
или ремонта в период эксплуатации. Трудоемкость фундамента
зависит от количества и квалификации рабочих, занятых изго-
товлением и монтажом фундамента. Сроки возведения определя-
ются нуждами заказчика. Эффективность фундамента — способ-
ность выполнять непосредственное назначение (воспринимать
нагрузку от вышележащих конструкций и передавать ее на осно-
вание) с учетом частоты отказов, сложности ремонта и пригод-
ности для выполнения необходимых функций (передавать на-
грузку с ограничением осадок во времени, ограничением крена,
разности осадок и т. д.). Из этих четырех факторов и слагается
ценность фундамента. Таким образом, надежность фундамента
непосредственно связана с его ценностью.
При расчете надежности конструкции основным параметром
является рабочее время, которое для фундамента будет време-
нем его работы под нагрузкой.
Так как рабочее время эксплуатации фундамента — основ-
ной параметр при определении его надежности, некоторое влия-
ние на эффективность фундамента будет оказывать его ремонто-
пригодность (степень сложности выполнения ремонта). Очевид-
но, что конструктивные особенности отдельных типов фундамен-
тов могут облегчать или осложнять проведение ремонта. Так,
например, фундаменты из свай-оболочек с ростверками, распо-
ложенными выше поверхности грунта, имеют более высокую
ремонтопригодность по сравнению с ростверками, заглубленны-
ми в грунт (в случае отказа ростверка). Сваи-стойки более ре-
монтопригодны, чем висячие сваи, так как позволяют при необ-
ходимости частично оголять ствол. Сваи-оболочки с закрытым
концом более ремонтопригодны, чем другие типы свай, так как
их внутренняя полость может быть заполнена бетоном, и таким
образом можно восстановить несущую способность ствола.
Фундамент необходимо рассматривать как систему, состоя-
щую из отдельных элементов: грунта, конструкции фундамента,
отдельных свай, ростверка, изоляции и т. д. Отказ фундамента
как системы вызывается отказом одного или нескольких элемен-
тов. В фундаменте можно выделить последовательные элементы,
отказ которых приведет к отказу всего фундамента, и параллель-
ные элементы, отказ которых лишь увеличит вероятность отказа
всего фундамента. К последовательным элементам относятся
грунт, оболочка сваи, ростверк. К параллельным элементам
можно отнести изоляцию, отдельные сваи, запроектированные
в запас прочности, и др.
На отказ фундамента и его элементов влияют взаимодейст-
вующие факторы, которые необходимо наиболее полно учиты-
вать для определения надежности фундамента. Некоторые фак-
торы вызывают внезапные отказы фундаментов, другие факторы
приводят к постепенному (износовому) отказу отдельных эле-
ментов, что постепенно приводит к отказу всего фундамента.
Для фундамента наиболее опасны факторы, вызывающие вне-
26
запные отказы. Можно выделить в отдельные группы наиболее
важные факторы, взаимодействие которых может привести к
отказу фундамента:
1) воздействие окружающей среды (вибрация, агрессия,,
морозное пучение, землетрясения, абразия, гниение и т. д.);
2) отклонения от СНиП и ТУ по изготовлению, перевозке, ус-
тановке, забивке свай, хранению, эксплуатации, контролю каче-
ства и несущей способности и т. д.;
3) неправильные исходные данные (неточность расчета, не-
правильное определение характеристик грунта и др.);
4) функциональные воздействия (расположенные рядом су-
ществующие сваи или фундаменты, ограниченность площадки
строительства и т. д.).
В табл. 5 приведены основные причины отказов фундамен-
тов как внезапных, так и постепенных (износовых). Внезапные
отказы не позволяют провести необходимый ремонт и приводят
г, наступлению предельного состояния у опирающегося на фун-
дамент сооружения. Постепенные (износовые) отказы допускают
возможность проведения ремонта, скорость которого зависит от
степени ремонтопригодности фундамента. В таблице разделены
факторы, вызывающие отказ фундамента по грунту и по мате-
риалу фундамента. Отметим, что некоторые факторы могут вы-
звать отказ как по материалу фундамента, так и по грунту; от-
дельные факторы, в зависимости от их интенсивности, могут
привести к внезапному или к постепенному отказу. Это относит-
ся, например, к динамическим воздействиям, горизонтальным
силам и др.
Несмотря на то, что влияние отдельных факторов из четырех
приведенных выше групп частично изучено, необходимо прово-
дить комплексные исследования взаимовлияющих факторов от-
каза фундаментов. Проще других поддаются испытаниям на
надежность сборные фундаменты и сваи, причиной отказа кото-
рых являются случайные несовершенства при изготовлении
(начальное искривление, эксцентриситет и др.), случайные откло-
нения от проектного положения в плане и наклон при забивке
из-за несовершенства сваебойных агрегатов/ При забивке свай,
имеющих искривление или смещение центра тяжести поперечного
сечения, возникают изгибающие моменты, которые могут при-
вести к образованию трещин, разрушению и, кроме того, сни-
жают величину погружения сваи за один удар молота. Наклон
свай во время забивки может быть вызван неоднородностью
грунта (рис. 4).
На практике часты случайные отклонения в плане и наклон
свай при забивке. Хотя при установке свай перед забивкой про-
изводится контроль точности установки в плане, а при забивке
контролируется точность расположения сваи по вертикали, из-за
несовершенства сваебойных агрегатов и неоднородности грунта
практически все сваи имеют отклонение и наклон. На основании
27
Таблица 5. Причины отказов фундаментов
Вид I отказа | Место отказа Причины отказов
Внезапный (катастро- фический) По грунту Разжижение грунта при вибрации и землетрясе- нии Наличие ниже подошвы слабых грунтов, не об- наруженных изысканиями Неправильное определение несущей способности по расчетным формулам Неточность расчетных схем Отклонение нагрузок от нормативных значений
По материа- лу фунда- мента Потеря устойчивости ствола свай-оболочек в сла- бых грунтах Обрушение грунта в набивных сваях (утончение ствола) Сплющивание тонких обсадных труб-оболочек Неучет горизонтальных сил Неучет динамических воздействий Недостаточное армирование ствола, низкая проч- ность бетона
Постепен- ный (нека- тастрофи- ческий, износовый) По грунту Отбор проб грунта с нарушенной структурой при изысканиях Неправильная классификация грунта в основа- нии Выпучивание свай в ростверке при забивке со- седних свай Отрицательное трение (в торфах, заторфованных грунтах, насыпях) Пучение вместе с грунтом и последующая осад- ка фундаментов Неправильные статические испытания: Малый срок испытаний Оценка несущей способности куста по данным испытаний одной сваи Обнажение ствола сваи (разработка траншеи и т. д.) Неточная забивка сваи в плане и по высоте. Отклонение свай при забивке Стесненная площадка, влияние соседних зданий
По материа- лу фунда- мента Применение молотов, не соответствующих весу свай (разрушение свай) Неучет горизонтальных сил Неучет динамических воздействий Абразия свай в высоких ростверках Электрохимическая агрессия Химическая агрессия Прогиб наклонных свай при действии давления грунта Гниение, действие насекомых (для деревянных свай) Искривление при забивке и коррозия арматуры в трещинах Случайные несовершенства при изготовлении фундаментов (начальный эксцентриситет, началь- ное искривление)
исследований, проведенных автором, распределение величин
отклонения свай от проектных размеров и при забивке в плане
можно принять по нормальному закону распределения,
•» _ %2
/(*) = —2О\ (3)
V 2л О
где х — отклонение сваи от проектных размеров;
f (х) — вероятность появления отклонения;
о — сарттанд.
Рис. 4. Отказы одиночных свай:
а — забивка стандартной сваи; б, в, г — сваи со случайными несовершенствами формы;
д — свая со смещенным центром тяжести сечения; е — свая в неоднородном грунте;
ж — отклонения при забивке.
Распределение отклонений уровня голов свай от проектного
описывается кривой Пирсона. Это объясняется тем, что боль-
шинство отклонений будет отрицательным из-за технологии за-
бивки (после совпадения риски на свае с проектной отметкой
производится как минимум один удар дизель-молота).
Отклонения и наклоны могут быть малыми, не выходящими
за пределы допусков, и большими, не допускаемыми действую-
щими техническими условиями.
Согласно теории надежности, у большинства элементов име-
ется несколько определяющих параметров (от одного до трех),
значения которых не должны выходить за пределы допуска. По-
видимому, для отдельных фундаментов определяющими парамет-
рами являются прочность (по материалу фундамента или по
грунту) и геометрические размеры. Определяющими параметра-
29
ми грунта как элемента фундамента являются нормативное
допускаемое давление, нормативное сопротивление грунта по
острию и по боковой поверхности сваи, угол внутреннего трения
и сцепление. Для фундамента определяющими параметрами бу-
дут прочность и геометрические размеры в месте стыка с над-
фундаментной конструкцией.
Допуски определяются с помощью испытаний. Превышение
допусков, установленных нормами, считается отсутствием рабо-
тоспособности.
Испытания сборных элементов должны проводиться для от-
дельных элементов, партий, фундаментов (табл. 6). Для испыта-
ния сборных элементов необходимо выбирать партию, статисти-
чески однородную по отношению к причине отказа. Можно
считать, что сборные элементы, изготовленные на одной поточ-
ной линии из одинаковых материалов, получаемых с одного за-
вода, будут статистически однородны.
Таблица 6. Виды испытаний фундаментов
Испытываемые конструк- ции Объем испыты- ваемой партии Условия испытания Показатели надежности
Сваи, фундаменты (отдельные образцы) 5—10 С разрушением по ма- териалу, с доведе- нием до критической нагрузки по грунту 1. Нагрузка, вызываю- щая отказ 2. Процент отказов 3. Интенсивность от- казов 4. Наработка на отказ
Сваи, фундаменты (партии) 100—200 Без разрушения 1. Процент брака 2. Параметры в преде- лах допуска
Свайные фундаменты (кусты свай) или от- дельные фундаменты 2—3 Повышение нагруз- ки по сравнению с эксплуатационной 1. Нагрузка, вызываю- щая отказ 2. Ресурс (показатель долговечности)
Сооружения 1 В условиях эксплуа- тации, без разруше- ния, в особых слу- чаях с разрушением 1. Вероятность безот- казной работы (на- дежность)
Одним из основных вопросов при испытаниях на надежность
является выбор модели распределения отказов. Считается, что
наиболее подходящая модель распределения постепенных (изно-
совых) отказов — это нормальное распределение, а для внезап-
ных отказов одной из подходящих моделей является распреде-
30
ление Вейбулла. Для максимального правдоподобия принятого
закона распределения необходимо использовать всю информа-
цию, относящуюся к испытаниям.
Объем испытаний, их длительность и правило принятия ре-
шения об успешной работе или браковке устанавливаются пла-
ном. В плане испытаний должна быть учтена стоимость испыта-
ний и стоимость ожидаемых действий, к которым могут привести
испытания. Особенно нужно учитывать стоимость отказа фунда-
ментов в условиях эксплуатации и стоимость решения о браков-
ке. Учитывая это, видимо, необходимо повышать надежность
свайных фундаментов путем забивки резервных свай или повы-
шать прочность фундаментов, что в итоге будет означать умень-
шение средней стоимости из-за возможного отказа.
Испытания должны проводиться, пока не будет получено
достаточное количество статистических данных.
На основании теоретического анализа и обработки результа-
тов испытаний определяется надежность как вероятность безот-
казной работы (вероятность положительного исхода).
Рациональные типы фундаментов
Конструкции для Урала
В настоящее время на Урале применяются следующие типы
фундаментов:
сборные ленточные фундаменты из блоков и панелей (в ос-
новном для гражданского строительства);
монолитные столбчатые фундаменты для промышленного
строительства;
буронабивные сваи;;
забивные железобетонные сваи;
сваи с камуфлетным уширением;
сборные столбчатые фундаменты промышленных зданий.
Основной объем составляют фундаменты первых двух типов.
Остальные, в том числе свайные, фундаменты находят пока огра-
ниченное применение. Использование в больших масштабах моно-
литного железобетона в фундаментах промышленных зданий до-
ставляет дополнительные трудности в зимних условиях. Строи-
тельные организации с целью повышения производительности и
сокращения сроков строительства применяли забивные сваи и
сборные фундаменты, но от широкого использования этих кон-
струкций были вынуждены отказаться. Забивные сваи в усло-
виях Урала погружаются обычно на разную глубину, что вызы-
вает дополнительные затраты труда на срубку свай, а также
приводит к перерасходу бетона. Сборные фундаменты для про-
мышленных зданий требуют большого расхода бетона и арма-
31
туры, имеют значительный собственный вес и сложны в изготов-
лении и монтаже. Широкое использование забивных железобе-
тонных свай и сборных фундаментов сдерживалось до послед-
него времени также и недостаточным развитием базы для их
производства. Применение набивных свай давало значительный
экономический эффект, однако они не получили широкого рас-
пространения из-за отсутствия высокопроизводительных меха-
низмов.
В лаборатории оснований и фундаментов были проанализи-
рованы применяемые на Урале типы фундаментов и проверена
возможность применения новых типов фундаментов. В резуль-
тате проведенных работ установлено, что в условиях Урала долж-
ны найти широкое применение фундаменты следующих типов:
сборные железобетонные фундаменты промышленных зданий
из одного или двух сборных элементов;
сборные ленточные фундаменты из блоков и панелей;
буронабивные сваи с одним или с несколькими уширениями
в ленточных, столбчатых или сплошных ростверках;
забивные сваи рациональной формы.
Рекомендуемые типы фундаментов приведены в табл. 7.
Для свайных фундаментов следует применять сборные желе-
зобетонные ростверки. Рекомендуемые сборные железобетонные
фундаменты промышленных зданий описаны в III главе. Они
разработаны и исследованы в лаборатории оснований и фунда-
ментов. Эти фундаменты были внедрены в практику строитель-
ства трестом «Уралтяжтрубстрой». Сборные ленточные фунда-
менты, применяемые в настоящее время, широко освещены в
литературе и поэтому в настоящей работе не описываются. Буро-
набивные сваи, исследованные в лаборатории оснований и фун-
даментов и внедренные на стройках Главсредуралстроя, а также
забивные сваи, разработанные и исследованные в лаборатории
оснований и фундаментов, описаны во II главе.
Для промышленных зданий каркасного типа следует приме-
нять сборные фундаменты или свайные ростверки, обеспечива-
ющие значительное сокращение трудозатрат и общую экономию
строительства нулевого цикла.
В зданиях с ленточными фундаментами наряду со сборными
фундаментами из панелей и блоков для ограничения неравно-
мерных осадок и сокращения стоимости строительства необхо-
димо применять набивные сваи с уширениями и забивные сваи
рациональной формы.
В каждом конкретном случае строительства вид фундамента
необходимо устанавливать на основе анализа, подробных инже-
нерно-геологических данных и результатов зондирования, изу-
чения схемы здания и сравнения технико-экономических показа-
телей двух-трех вариантов фундаментов, причем следует учиты-
вать снижение стоимости в результате сокращения срока строи-
тельства.
32
Таблица 7. Рекомендуемые конструкции фундаментов в грунтовых условиях Среднего Урала
Рекомендуемые конструкции
На Гру 3 - -------------: ------;--------:----
3 А. Тетиор
Конструкции для Тюменской области
В результате анализа инженерно-геологических условий
Тюменской области выявлены основные трудности устройства
фундаментов:
низкие физико-механические показатели грунтов;
высокий уровень и агрессивность грунтовых вод;
широкое распространение торфяников и заторфованных
грунтов;
Рис. 5. Схемы типичных геологических разрезов Тюменской области:
а, б, в, г, д, е — схемы геологических разрезов; 1 — растительный слой; 2 — слабый
грунт; 3 — плотный грунт; 4 — заторфованный грунт или торф.
распространение вечномерзлых грунтов, глубокое сезонное
промерзание и пучинистость грунтов;
распространение макропористых грунтов, обладающих в той
или иной степени просадочными свойствами.
Северную часть Тюменской области предлагается разделить
на три района по принципу использования оснований с предпо-
строечным промораживанием или оттаиванием [8]. К району I
относится территория сплошного распространения вечномерз-
лых грунтов в твердомерзлом состоянии. Район 1а охватывает
территории несплошного распространения вечномерзлых грунтов
в твердомерзлом состоянии. Район II — территории с талыми
грунтами с островами вечномерзлых грунтов, находящихся в
пластичномерзлом состоянии.--
Строительство зданий в районах I и 1а рекомендуется вести
с использованием грунтов оснований по первому принципу
(табл. 8). На территории района II предпочтительнее строитель-
ство по второму принципу.
Выбор типа свай или фундаментов зависит от схемы грунто-
вых условий (рис. 5). Критерием для оценки несущей способно-
сти глинистых грунтов является их консистенция. Условно при-
нято называть глинистые грунты с консистенцией В ^0,3 слабы-
34
ми. К плотным грунтам в Тюменской области можно отнести
глинистые грунты с консистенцией В<0,3, мелкозернистые и
крупнозернистые пески, в том числе с включениями гальки. Для
удобства выбора типа фундамента грунтовые условия разделены
на 6 типичных схем:
а — под растительным слоем мощностьюh\^0,5 м залегают
слабые грунты на глубину h2, практически недосягаемую для
существующих типов свай и способов производства работ;
б — ниже слабых грунтов мощностью <<20 м расположен
слой плотного грунта неограниченной мощности й3;
в — с поверхности залегает слой слабого грунта толщиной
h2 = 2-4-3 м, ниже расположен слой плотного грунта мощностью
< = 2-:-3 м, подстилаемый слоем слабого грунта неограниченной
толщины;
г — под слоем плотного грунта толщиной 2—3 м залегает
слабая прослойка мощностью 2—3 м, ниже ее располагается
плотный грунт неограниченной толщины;
д — в слое слабого грунта неограниченной мощности встре-
чаются прослойки плотного грунта толщиной 1—2 м и ограни-
ченной площади в плане;
е — с поверхности залегает торф или заторфованный грунт
различной толщины й, подстилаемый слоем слабого грунта;
ж — с поверхности на большую глубину залегает плотный
грунт.
С учетом указанных схем составлена табл. 9, позволяющая
выбрать необходимый тип фундамента. При назначении длины
свай для схем б, в, г и д следует предусматривать заглубление
концов свай в плотный грунт: в мелкозернистые пески — не
менее 1,5 ж; в супеси — не менее 2,0 ж; в пески средней круп-
ности, тугопластичные глины и суглинки — не менее 1,0 м; в
крупнозернистые, гравелистые пески и галечники — не менее
0,3 м.
Различные по природе грунты, обладающие подобными проч-
ностными и деформативными свойствами, следует объединять
в один слой.
3*
Таблица 9. Рекомендуемые конструкции фундаментов в условиях Тюменской области
Схема Консистенция слабого глини- стого грунта В Нагрузка на 1 пог. м —, т призматиче- ские, в том числе состав- ные, без попе- речного арми- рования трубчатые с открытым и закрытым кон- с цом слабокониче- :кие, трапеце- идальные Фундаменты тавровые, в том числе составные с уширением ствола, труб- чатые и приз- матические столбчатые фундаменты облегченного типа сплошные и плавающие фундаменты
Нагрузка на колонну
25 + + 4- 4- — — —
< 100 + 4- 4- 4- — 4-
0,3<В<0,6 250 + + + 4- — — —
10 Л , 4- 4- — 4-
а
10 — 4- — 4- — — 4-
< 50 — 4- — 4- ' — 4-
0,6 < В<1,0 10 — 4- — 4- — — 4-
> 50 — 4- — + — 4-
25 + — + 4- — — —
100 + — 4- 4- — 4-
б 0,3<В<0,( 25 + 4- 4- 4- — — —
> 100 4- 4- 4- 4- +
1
В>0,6 25 < 100 25 > 100 4- 4- 4~ 4- 4- 4- 4- — — 4- 4- 4- 4- 1 + 1 4- —
в 0,3 < В <0,6 25 < 100 25 > 100 4- 4- 4- 4- 4~ 4- 4- 4- 4- 4- 4- 4- 4- 4- 4- 4- —• + 1 + 1 —
В> 0,6 25 < 100 25 > 100 + + 1 1 + + — — 4- 4- 4- 4- + + —
г 0,3<В<0,6 25 < 100 25 > 100 4- + 4- 4- II + + 4- 4- 4- 4- 4- 4- + 4- — 1 + 1 + —
0,6<В< 1,0 25 < 100 25 > 100 4- + + ' | 4- 4- ~г 4- 4- 4- + 4- 4- 4- 4- + 4- 4- 4- 4- 4- —-
Окончание табл.
Ф у н да менты сплошные и плавающие фундаменты 1111 + 1 + 1 + +
столбчатые фундаменты облегченного типа 1 + 1 + 1 + 1 + 1 1
с уширением ствола, труб- чатые и приз- матические + + + + + + + + + 1
тавровые, в том числе составные 1111 1111 1 ' 1
слабокониче- ские, трапеце- идальные 1111 1111 1 1
трубчатые с открытым и закрытым кон- цом + + + + + + + + 1 1
призматиче- ские, в том числе состав- ные, без попе- речного арми- рования + 4-4-4- + + + + 1 1
Нагрузка на 1 пог. м стены , т Нагрузка на колонну 25 < 100 25 > 100 25 < 100 25 > 100 1 1
Консистенция слабого глини- стого грунта В 0,3 < В <0,6 э‘о < а В > 1 Глубина бо- лота менее 4 м В > 1 Глубина бо- лота более 4 м
§ CU и и
Глава II. СВАЙНЫЕ ФУНДАМЕНТЫ
Общие сведения
Свайные фундаменты издавна широко применяются при
строительстве сооружений на слабых грунтах. Сваи используют-
ся также по технико-экономическим соображениям (экономич-
ность, технологичность и т. д.) в условиях плотных грунтов.
Свайные фундаменты состоят из свай и ростверка. Ростверк
служит для опирания вышележащей конструкции и распределе-
ния нагрузки на сваи, а в некоторых случаях — и на грунт. Сваи
являются стержнями, передающими нагрузку на грунт.
По характеру работы сваи обычно разделяются на сваи-стой-
ки и висячие сваи. Свая-стойка передает нагрузку только ниж-
ним концом на плотный, малосжимаемый грунт (скальный,
крупнообломочный или глинистый). Висячая свая (свая трения)
распределяет нагрузку через боковую поверхность и острие.
Указанное деление свай по характеру работы применимо
только для свай в простых грунтовых напластованиях. В слож-
ных грунтовых напластованиях сваи-стойки могут воспринимать
отрицательное трение, а висячие сваи не передавать нагрузку
острием и т. д. Это деление неприменимо также для трубчатых
свай. Забивные сваи с уширениями, забитые в слабый грунт,
по характеру работы приближаются к сваям-стойкам. Таким
образом, деление свай на ^стойки и висячие условно и не отра-
жает действительной работы свай в грунте.
Предлагается следующее деление свай по характеру работы:
1. Сваи-стойки, передающие нагрузку только нижним кон-
цом или уширением на любые грунты, в том числе сжимаемые.
2. Сваи уплотнения с наклонными гранями (конические, пи-
рамидальные, клиновидные).
3. Сваи трения, передающие нагрузку только трением по
боковой поверхности (анкерные сваи и т. д.).
4. Сваи висячие, распределяющие нагрузку боковой поверх-
ностью и острием.
5. Сваи давления, горизонтально или наклонно нагруженные,
передающие нагрузку за счет давления по боковой поверхности.
При различных сочетаниях действующих усилий сваи могут
одновременно работать как стойки и сваи давления и т. д.
39
Забивные сваи
Рис. 6. Типы забивных и набивных свай:
забивные сваи: 1 — призматические сваи различ-
ного поперечного сечения; 2 — составная; 5 — ин
жекционная; 4 — камуфлетная; 5 — с уширением в
верхней части; 6 — с забивными оголовками; 7 -
с уширениями в нижней части; 8 — с уширениями
в средней части; 9 — с конической шайбой; 10 —
с трубчатой полостью; 11 — с раскрывающимся
башмаком; 12 — многолопастная; 13 — с двумя
и четырьмя наклонными гранями, конические;:
14 _ трубчатые; 15 — с лопастями; 16 с внутрен-
ней коничностью;
набивные сваи: / — круглая; 2 — коническая; 3 — камуфлетная; 4 — с профилированной
поверхностью; 5—г корневидная; 6 — с разбуриваемым уширением; 7— с раздавливаемым
уширением; 8— большого диаметра; 9 — с несколькими уширениями; 10 сборно-моно-
литная; 11—корневая с отростками первого и второго ряда.
Основной материал для изготовления свай — железобетон.
По способу изготовления различают забивные и набивные сваи.
На рис. 6 приведены основные типы забивных и набивных свай,,
изготовляемых в СССР и за рубежом. Многообразие конструк-
ций свай обусловлено различием грунтовых условий. Для макси-
40
мальпого снижения расхода бетона, типизации и унификации
конструкций, повышения технологичности их изготовления необ-
ходимо установить, какие типы свай будут наиболее широко при-
меняться в практике строительства. Некоторые выводы о перспек-
тивах применения свай можно сделать на основе научно-техниче-
ского прогнозирования. Как известно, методы научно-техническо-
го прогнозирования объединяются в три класса: методы экстра-
поляции, методы экспертной оценки и методы моделирования.
Ретроспективным анализом и методом экстраполяции выявле-
ны основные тенденции развития подземных конструкций, в том
числе свай:
непрерывное повышение прочностных свойств конструкцион-
ных материалов;
стремление к минимизации веса подземных строительных
конструкций или к минимизации расхода материалов на 1 т
несущей способности;
постоянное применение «принципа сфероидальности»;
повышение технологичности подземных конструкций, особен-
но в работах непосредственно на строительной площадке.
Методом экспертной оценки на основе патентной информации
с учетом коэффициента полноты патентов В. Г. Гмошинский
установил, что в будущем возрастет применение набивных свай
до 45% (в настоящее время в СССР доля набивных свай состав-
ляет 10%, забивных — 90%, в ФРГ и Англии — соответственно
20 и 80, в Японии — 40 и 60). В применении сваебойного обору-
дования сложатся следующие пропорции: дизель-молоты, в основ-
ном трубчатые,— 43%, вибрационные и вибрационно-ударные
машины — 24%, вдавливающие агрегаты—18% и паровоздуш-
ные молоты — 15%. Возрастет применение бесшумных способов
изготовления свай — вдавливание агрегатами и бурение сква-
жин для набивных свай. '
Широкое применение найдут многовилочные сваи и их разно-
видность — корневые сваи, имитирующие корневую систему дере-
ва. Имеются патенты с высоким коэффициентом полноты на кор-
невые сваи, воспринимающие значительные нагрузки и позво-
ляющие строить здания в сотни этажей.
Путем изучения научных исследований, патентов, изобретений,
темпов и тенденций научно-технического прогресса нами выявле-
ны конструкции свай, которые будут 'широко применяться в
строительстве.
Забивные сваи:
призматические квадратного сечения; трубчатые, в том числе с
открытым концом; с уширениями.
Набивные сваи:
цилиндрические; с уширениями; корневые.
Сваи с наклонными гранями и различной формой попереч-
ного сечения могут ограниченно применяться для некоторых ти-
пов грунтовых условий.
41
Свайные ростверки. Известно несколько типов рост-
верков, передающих нагрузку от вышележащего сооружения на:
сваи. Как правило, ростверки выполняются из монолитного
железобетона. Их форма в известной степени связана с формой
вышележащего сооружения. Для опирания дымовых труб ис-
пользуются кольцевые ростверки, для силосов — круглые, для
колонн — квадратные, прямоугольные, трапецеидальные и тре-
угольные, для стен — ленточные.
Глубина заложения подошвы ростверка определяется следу-
ющими условиями:
глубиной промерзания и возможностью морозного пучения
грунта;
расчетом на продавливание от веса вышележащих конструк-
ций;
глубиной заложения фундаментов соседних зданий;
наличием подземных коммуникаций и подвалов;
уровнем грунтовых вод (для деревянных свай).
Свайные ростверки рассчитывают на изгиб и продавливание
в нескольких расчетных сечениях, расположенных по гранями
свай [2].
Призматические сваи
В грунтовых условиях Тюменской области и Среднего Урала
могут применяться обычные призматические и трубчатые сваи.
Результаты испытаний таких свай в Свердловске, Невьянске,
Первоуральске, Каменске-Уральском, Тюмени, Сургуте, Тоболь-
ске и Урае, проведенных лабораторией оснований и фундаментов
с 1966 по 1969 гг., свидетельствуют о целесообразности забивки
свай обычных типов, если в толще слабых глинистых грунтов
встречаются прослойки мелкозернистого песка. Эти прослойки
обладают значительным сопротивлением погружению и могут
использоваться в качестве несущего слоя, в который должны
быть заглублены концы свай. Несущим слоем может быть также
тугопластичный суглинок или глина, встречающиеся в виде про-
слоек различной мощности.
На площадке строительства инженерного корпуса Главтю-
меньнефтегазстроя были забиты 16-метровые сваи, состоящие из;
двух элементов сечением 35X35 см. Сваи забивались штанговым
дизель-молотом С-268. Отношение веса ударной части к весу
сваи составляло 1 : 3, что меньше рекомендованного нормами.
При забивке сваи прорезали слои суглинков различной кон-
систенции и останавливались острием в тугопластичном суглин-
ке, кровля которого залегала очень неравномерно. Разница в
глубине забивки свай составляла примерно 3 м, а полученный в
конце погружения отказ был равен 0,25—0,75 мм.
Статические испытания свай были проведены спустя:
42
1,5 месяца после погружения. Испытания проводились с помощью
загрузочной платформы, вес которой вместе с блоками достигал
100 т.
Предельная нагрузка на сваи, по результатам статических
испытаний, составила 85—95 т. На некоторых сваях предельная
нагрузка не была достигнута, так как осадка при усилии 95 т
равнялась всего 5,87 мм, в том числе упругая часть осадки
2,84 мм.
На площадке строительства 9-этажных домов по улице Рес-
публики в Тюмени были забиты восьмиметровые призматические
сваи сечением 30X30 и 35X35 см. Для забивки применялся
штанговый дизель-молот с ударной частью весом 1800 кг. Погру-
жение прекращалось при отказе около 1 мм, наблюдаемом на
протяжении последних 50—100 ударов при полном подскоке
ударной части. Затем голова сваи начинала разрушаться, и по-
гружение прекращалось. Статические испытания показали до-
статочно высокую несущую способность призматических свай.
Так, при усилии 63 т остаточная осадка была равна всего 2,5 мм.
Инженерно-геологические условия площадки испытаний в
квартале Геологов характеризовались залеганием в толще су-
глинков мягкопластичной консистенции прослоек мелкого водо-
насыщенного песка средней плотности. Толщина слоев песка ко-
лебалась в пределах от 1 до 8 м. Назначенные по проекту желе-
зобетонные призматические сваи сечением 35X35 см и длиной
12 м погружались с помощью вибропогружателей ВПП-200 и
ВПП-ЗОА. При достижении острием кровли песка скорость по-
гружения резко снижалась, и затем погружение прекращалось.
В результате продолжительной работы вибраторов грунт вокруг
ствола свай разжижался и поднимался на поверхность вдоль
ствола. Глубина погружения свай длиной 12 м резко колебалась.
Длину свай уменьшили до 8 ж и испытали их статической нагруз-
кой. Установка для статических испытаний, состоящая из 4 ан-
керных свай и упорной балки, позволила нагрузить опытные сваи
до усилия около 100 т при осадке в 3,5—4 мм.
Описанные выше статические испытания показали достаточно
высокую несущую способность призматических свай. В других
грунтовых условиях в Тюмени испытанные призматические сваи
длиной 9 м после «отдыха» в течение 30 дней показали несущую
способность всего около 20 т. При статических испытаниях свай
длиной 6 м также были получены очень низкие показатели пре-
дельной нагрузки. На площадке строительства в квартале Энер-
гетиков были забиты и испытаны сваи длиной 6 м и сечением
30X30 см. Площадка была сложена глинами и суглинками раз-
личной консистенции, от тугопластичных до текучепластичных.
Сваи забивались самоходной установкой С-878 с дизель-молотом
С-268. До глубины 3—4 м сваи погружались одиночными уда-
рами молота. Молот начинал работать лишь в конце погружения
при отказе 3—4 см. Статические испытания проводились с по-
43
мощью загрузочной платформы и показали предельную нагрузку
на сваи 18,5—22 т. Статическое зондирование, проведенное Тюмен-
ским отделением треста «УралТИСИЗ», дало близкие к опытным
данным результаты, в то время как расчеты по нормам показы-
вали расхождение с фактической несущей способностью от 30
до 80%.
Статические испытания обычных трубчатых свай диаметром ~
0,8 м с открытым нижним концом, забитых на площадке здания
Главтюменьнефтегаза, показали высокую несущую способность.
При нагрузке около 200 т и глубине забивки свай до 12 м, испы-
тания были остановлены из-за деформации оснастки. .
Испытания призматических свай в Сургуте и Урае в условиях
залегания мелкозернистых и пылеватых водонасыщенных песков-
также показали возможность их эффективного применения. Пре-
дельная нагрузка на сваи длиной до 8—10 м составляла 60—80 т.
На основании результатов статических испытаний свай обыч-
ных типов, проведенных лабораторией оснований и фундаментов,
можно рекомендовать для повышения несущей способности свай
е Тюменской области увеличение длины и применение составных
свай. Наиболее достоверные данные по фактической несущей спо-
собности в условиях Тюменской области могут быть получены
только с помощью статических испытаний или статического зон-
дирования. Для погружения свай в слабые глинистые грунты
возможно применение молотов с меньшим отношением веса удар-
ной части к весу сваи, чем это рекомендовано нормами. С учетом
того, что слабый водонасыщенный глинистый грунт долго упроч-
няется вокруг забитой сваи, рекомендуется увеличивать срок
между забивкой и испытанием свай до двух месяцев.
Призматические сваи на Урале обычно работают как стойки,
опертые на скальные или крупнообломочные грунты. При забив-
ке свай, как правило, достигается нулевой отказ. В случае про-
должения работы молота голова сваи начинает разрушаться. Как
показал опыт забивки свай в различных районах Урала, сразу
после достижения расчетного отказа нужно прекращать забивку.
Это положение должно особенно строго соблюдаться при устрой-
стве фундаментов из свай без поперечного армирования, с пред-
напряженной арматурой. Такие сваи могут широко применяться
только как висячие. Если острие сваи без поперечного армирова-
ния упирается в несжимаемый грунт, возможно ее разрушение
поперечной трещиной. В сваях с преднапряженной продольной
арматурой без поперечного армирования нужно точно выдержи-
вать все проектные размеры. Начальные несовершенства и слу-
чайные отклонения размеров и положения продольного напря-
женного стержня ухудшают напряженное состояние свай при
забивке. Недостатки в изготовлении могут привести к дополни-
тельным напряжениям при подъеме свай из опалубки, перевозке,,
монтаже и забивке. Опыт изготовления свай в Свердловске пока-
зал, что смещение центрального преднапряженного стержня при-
44
водит к излому сваи в месте наибольшего эксцентриситета
стержня.
Сваи, расположенные в районах Урала с глубоким залеганием
скальных и крупнообломочных грунтов, в «карманах» выветри-
вания, в оврагах и погребенных руслах рек, работают как вися-
чие. Иногда в пределах одного здания могут обнаружиться «кар-
маны» выветривания или погребенные русла рек, не встреченные
геологическими скважинами. В таких случаях рядом со сваями-
стойками длиной 2—6 м необходимо забивать висячие сваи дли-
ной до 10—12 м. Это нужно для получения одинаковой деформи-
руемости основания под нагрузкой.
Рис. 7. Применение составных свай:
а — схема фундамента; б — стык полых свай; в — стык сплошных свай; г — стык ста-
канного типа; / — сборный элемент; 2 — армокаркас; 3 — накладки; 4 — стержень-фикса-
тор.
В геологических условиях Урала при больших уклонах кровли
скальных пород и наличии «карманов» выветривания нужно при-
менять составные железобетонные сваи из коротких сборных эле-
ментов. Минимальная длина сборного элемента равна 2 м. На
рис. 7 показаны составные сваи со стыками различных типов.
Для массового применения можно рекомендовать один из наи-
более технологических стыков — стык в виде короткого стерж-
ня-фиксатора, входящего в отверстие сборного элемента. Сбор-
ный элемент имеет на одном конце выступающий стержень —
фиксатор, на другом — отверстие, в которое вставляется фик-
сатор.
Составные сваи могут применяться в жилищном и промышлен-
ном строительстве, в ленточных и столбчатых ростверках. При-
45
менение отдельных сборных элементов позволяет сократить до
минимума объем срубаемой части сваи и забивать сваи в основ-
ном до проектной отметки головы.
Разработанные в лаборатории оснований и фундаментов
конструкции свай треугольного поперечного сечения имеют по-
вышенную несущую способность при одновременном снижении
расхода материалов.
Треугольное сечение свай дает возможность при одинаковой
площади со сваями квадратного, круглого и прямоугольного се-
чения увеличить периметр и боковую поверхность свай. Это по-
зволяет при устройстве висячих свай, воспринимающих большую
часть нагрузки боковой поверхностью, снизить расход бетона
на 23% по сравнению с квадратной сваей.
Сваи треугольного сечения выполняются из предварительно
напряженного железобетона длиной от 3 до 9 м. Поперечное
сечение свай имеет форму равностороннего треугольника со сто-
роной 40 см. Если предусматривается центральное армирование,
то в голове сваи и у острия рекомендуется устанавливать корот-
кие каркасы из обычной арматуры. Навивка хомутов осущест-
вляется как для обычных свай квадратного сечения.
Помимо экономии материалов, треугольные сваи имеют су-
щественное преимущество перед обычными сваями квадратного
сечения при массовом изготовлении. Сваи рекомендуется бетони-
ровать в инвентарной металлической опалубке с расположением
свай углом вниз, когда одна из сторон горизонтальна. При та-
ком положении свай облегчается их бетонирование и съем с
опалубки, не требуется разборная опалубка. Основным преиму-
ществом является быстрота пропаривания, так как пар посту-
пает ко всем сторонам свай, в отличие от обычных свай квад-
ратного сечения. Это обеспечивает повышение производитель-
ности пропарочных камер.
Дальнейшее снижение расхода бетона может быть достиг-
нуто устройством в свае треугольной или овальной полости.
Монтажные петли рекомендуется располагать посередине
одной из сторон сваи. При назначении армирования следует рас-
считывать прочность свай по треугольному сечению, когда пло-
щадь бетона сжатой зоны минимальна и максимальна.
Проведенные статические испытания треугольных свай в гли-
нистых грунтах Тюменской области показали преимущество та-
ких свай перед обычными сваями квадратного сечения как по
расходу бетона, так и по несущей способности.
Несущая способность свай в условиях сложных напласто-
ваний должна рассчитываться с учетом всех слоев, находящих-
ся в контакте с боковой поверхностью и ниже острия (рис. 8).
По данным работы [9], углы распределения напряжений в раз-
личных грунтах (ai,«2, «з!) отличаются друг от друга в зависи-
мости от прочности грунтов в 1,5—1,6 раза.
Если модуль деформации слоев грунта увеличивается с глу-
46
биной, рационально применение обычных свай, причем может
быть обосновано их удлинение и применение составных свай.
При уменьшении модуля деформации по глубине применение
длинных свай нерационально, в этих условиях более экономич-
ны слабоконические сваи, сваи с наклонными гранями, которые,
как показали экспериментальные исследования, большую часть
нагрузки воспринимают верхней широкой частью, где и распо-
ложен более плотный грунт. На рис. 8 наглядно видна целесооб-
разность применения конических свай в случае, если верхний
слой грунта прочнее нижележащих слоев. Такой же вывод сле-
дует и из анализа таблицы значений удельного отпора грунтов,
составленной Г. М. Смиренским и приведенной ниже.
Рис. 8. Расчетные схемы свай в сложных грунтовых условиях:
а — висячая свая; б — висячая свая, опертая на плотный грунт; в — частичное развитие
отрицательного трения; г — отрицательное трение; д — свая с уширением; е — свая в
слоистых грунтах; ж, и — конические сваи в двухслойном основании; к, л, м — призма-
тические сваи в различных многослойных основаниях.
47
Когда более прочный грунт (мелкозернистые пески, мягко-
и тугопластичные глины и суглинки) подстилается слоем сла-
бого грунта (текучепластичные суглинки, водонасыщенные
пылеватые супеси или торфы), можно эффективно применять
сваи-оболочки с открытым или с закрытым уширением. Так как
прочность подстилающего слоя грунта мала и обычные сваи не
могут работать как стойки, а трение по боковой поверхности или
незначительно или может быть даже отрицательным, рациональ-
но расширение площади острия свай. В этих условиях свая с
уширением начинает работать как свая-стойка, прочность по
грунту приближается к прочности по бетону, а погружение сваи
после достижения уширенным острием слоя более плотного грун-
та резко снижается.
Особо следует рассмотреть работу сваи в сложных грунто-
вых напластованиях на горизонтальные усилия. Как следует из
рис. 8, в зависимости от схемы грунтовых напластований точка
максимального изгибающего момента в свае может переме-
щаться по высоте. Таким образом, место расположения сечения
с максимальным изгибающим моментом, а также точка поворота
«задаются» грунтовыми условиями. Если слой слабого грунта
находится между слоями плотного грунта, точка максимального
момента размещается в пределах слоя слабого грунта (см.
рис. 8, г). Когда плотный грунт подстилается слабым, точка Л4макс
переместится вверх; если плотный грунт залегает под слабым,
точка Л4макс расположена ниже уровня плотного грунта.
Необходимо учитывать эпюру сил трения по боковой поверх-
ности при расчете свай в условиях слабых грунтов (см. рис. 8).
Если в однородном грунте эпюра сил трения имеет вид, приве-
денный на рис. 8, а, то в случаях, когда слой слабого грунта
подстилается более прочным слоем, вблизи от острия силы тре-
ния резко снижаются. В зависимости от свойств слабого грунта
(наличие текучепластичных слоев, насыпей, торфа) эпюра сил
трения по боковой поверхности может менять знаки или иметь
полностью отрицательное значение. В этом случае вышележа-
щий грунт способствует погружению свай, что может вызвать
аварийное состояние сооружения. В таких грунтовых условиях
рациональны сваи с уширением у острия (см. рис. 8, д).
Сваи эффективно используются не только при работе на вер-
тикальную вдавливающую нагрузку, но и в сооружениях, пере-
дающих на фундаменты горизонтальные и наклонные усилия.
Особенно характерна работа свай на различные наклонные уси-
лия в опорах ЛЭП. Наклонные и горизонтальные усилия могут
воспринимать сваи, забитые не вертикально, при этом необхо-
димо знать, какая свая будет воспринимать наибольшее гори-
зонтальное или наклонное усилие.
В лаборатории оснований и фундаментов были проведены
опыты со сваями, работающими на наклонные усилия, а также
со сваями, забитыми под наклоном и работающими на вер-
48
тикальные усилия. Опыты проводились в лабораторных
условиях с моделями свай длиной 1,0 м. Грунтом служил рых-
лый мелкозернистый песок, а также суглинок сухой, уплотнен-
ный до объемного веса 1,75 тДи3. Испытания показали, что несу-
щая способность свай, работающих на наклонные усилия и на
вертикальные усилия, отличается. Эти результаты хорошо со-
гласуются с данными работы [10].
Как следует из результатов экспериментов, при действии на
сваю наклонной силы Р или при изменении угла наклона сваи а
несущая способность до определенного значения а повышается.
По-видимому, увеличение несущей способности вызывается тем,
что свая опирается боковой поверхностью на грунт и работает
как балка на основании. По мере увеличения угла а несущая
способность сваи по грунту начинает снижаться. Существуют
определенные значения угла а, которым соответствует макси-
мальная несущая способность свай по грунту, зависящие от вида
грунта в околосвайном пространстве. Для каждого вида грунта
может быть определен оптимальный угол наклона а, который
необходимо использовать для увеличения несущей способности
при забивке свай в ростверках. Несущая способность свай по
материалу ствола при увеличении угла наклона а будет умень-
шаться, так как возникает дополнительный изгибающий момент,
вызванный эксцентриситетом нормальной силы Р относительно
оси сваи. Действие этого момента следует учитывать при расчете
ствола свай, работающих на наклонные усилия.
При действии на наклонно забитую сваю горизонтального
усилия Н угол наклона сваи |3 также влияет на ее несущую спо-
собность. Помимо угла наклона, большое значение имеет на-
правление наклона сваи. Большую несущую способность имеет
свая, наклоненная по направлению усилия Я, причем в этом
случае несущая способность нарастает по мере увеличения
угла |3 до некоторой величины, а затем начинает уменьшаться.
Оптимальная величина угла (3 также зависит от вида грунта и
должна определяться экспериментально.
При одновременном действии вертикальной вдавливающей
нагрузки и горизонтальной нагрузки расчет несущей способ-
ности свай по грунту производят, определяя раздельно осадку
головы сваи от вертикальной нагрузки (без учета горизонталь-
ной) и горизонтальное перемещение оголовка сваи от горизон-
тальной нагрузки с учетом дополнительного изгибающего мо-
мента, равного произведению вертикальной нагрузки на допу-
стимое горизонтальное перемещение верха сваи. Наименьшую
полученную величину несущей способности принимают за рас-
четную.
При одновременном действии вертикальной вырывающей и
горизонтальной нагрузок расчет ведут раздельно для вертикаль-
ной и для горизонтальной нагрузки (рис. 9).
При действии на сваю наклонной вдавливающей или выры-
4 А. Тетиор
49
вающей нагрузки несущую способность основания можно опре-
делять следующим образом:
1) определяется несущая способность сваи на действие вер-
тикальной нагрузки;
2) определяется несущая способность сваи на действие гори-
зонтальной нагрузки;
3) строится параллелограмм сил (см. рис. 9).
Рис. 9. Расчетные схемы свай при действии горизонтальных и наклонных
усилий:
а — призматическая свая; б, в, г — сваи с двумя уширениями; д, е — действие вдавливаю-
щей и вырывающей наклонных нагрузок.
За величину несущей способности сваи на действие наклон-
ного усилия принимается любое наклонное усилие, вписываю-
щееся в параллелограмм сил.
Сваи, работающие на горизонтальную нагрузку, целесооб-
разно устраивать с двумя уширениями, которые работают как
верхний и нижний горизонтальные анкеры и значительно повы-
шают несущую способность свай по грунту (см. рис. 9). Ушире-
ния могут быть забетонированы одновременно со стволом при
забивке железобетонных свай в слабые, оплывающие грунты.
Для стальных свай уширения могут изготовляться из стали.
Можно использовать трубчатые винтовые сваи с двумя лопастя-
ми. Уширения могут быть выбурены в плотном грунте и затем
забетонированы.
Статические испытания свай с двумя уширениями на горизон-
тальную нагрузку, проведенные в Свердловске, показали, что
несущая способность таких свай увеличивается в 1,6—1,7 раза по
сравнению со сваями без уширений. Сваи с двумя уширениями
по высоте могут быть успешно использованы в фундаментах ма-
шин с динамическими горизонтальными и вертикальными нагруз-
ками.
В слабых грунтах Тюменской области вместо призматиче-
ских свай, имеющих невысокую несущую способность, можно
применять специальные типы свай (рис. 10). Применение таких
свай должно быть обосновано технико-экономическим анализом.
50
Могут найти применение забивные сваи с монолитными ушире-
ниями, образуемыми путем нагнетания цементного раствора или
закрепляющего состава (на основе жидкого стекла) в простран-
ство у острия сваи. Такие сваи, называемые сваями-инъекторами
и разработанные в Венгрии, могут использоваться в грунтах, по-
зволяющих применять силикатизацию или цементацию (пески,
супеси и т. д.). Возможно образование закрепленного объема
грунта и в слабых глинистых грунтах путем разрушения грунта
у острия давлением раствора и образования уширения из це-
ментного раствора.
Рис. 10. Сваи в слабых грунтах:
а — свая-инъектор при действии вдавливающей нагрузки; б — то же для вырывающей
нагрузки; в — анкерная забивная свая; г —- свая с уширением; / — свая; 2 — отверстия
для инъекции; 3 — закрепленный объем грунта; 4 — тяж; 5 — анкер; 6 — труба; 7 — уши-
рение.
Сваи-инъекторы с уширениями могут иметь сборный или
сборно-монолитный ствол. Устройство уширения путем инъекции
раствора позволяет повысить несущую способность примерно в
два раза и резко уменьшить осадку в слабых грунтах.
В качестве анкерных свай могут использоваться забивные
анкерные сваи с инвентарной трубой, извлекаемой после забив-
ки уширения (рис. 1,в). Полость выше уширения заполняется
слабым оплывающим грунтом.
4*
51
Свайные ростверки на призматических сваях выполняют, как
правило, монолитными.
Применение ростверков при большом числе свай ведет к
повышенному расходу бетона и уменьшению эффективности
свайных фундаментов. Для снижения расхода бетона на рост-
верки нужно уменьшать число свай при увеличении нагрузки на
каждую сваю. Нормами ограничивается расстояние между свая-
ми из условий забивки, что также приводит к увеличению рас-
хода бетона на ростверки.
Рис. 11. Типы свайных ростверков на
а, б, в — ростверки стаканного типа;
3 — раствор; 4 — подготовка; 5 — свая.
призматических сваях:
г — свая-колонна; / — колонна; 2 — стакан;
Наилучшей конструкцией с точки зрения минимизации рас-
хода материалов на ростверк является одна свая, на которую
опирается вышележащее сооружение (рис. И). Разработано
несколько стыков одиночной сваи с колонной. Наиболее техно-
логичен стык со сборной железобетонной обоймой стаканного
типа, замоноличиваемой на свае, в которую затем вставляется
сборная колонна. Стык колонны тщательно замоноличивается
бетоном на мелком щебне.
В легких зданиях очень эффективны сваи-колонны, выпол-
няющие одновременно функции сваи и колонны, на которую опи-
рается кровля и навешиваются панели стен. Одним из недостат-
52
ков этой конструкции является невозможность совершенно^
точной забивки до проектной отметки существующими меха-
низмами.
Трапецеидальные и тавровые сваи
Трапецеидальные сваи
Использование наклонных граней для повышения несущей
способности свай известно давно, но только в последние годы
такие сваи стали применяться в массовом строительстве. Широ-
кое внедрение свай^ с наклонными гранями (пирамидальных)
сдерживалось значительным усложнением опалубок и техноло-
гии производства работ.
Для улучшения технологичности изготовления свай с наклон-
ными гранями в лаборатории оснований и фундаментов были
предложены, разработаны и исследованы новые сваи клиновид-
ной формы, названные трапецеидальными [13]. Отличие этих
свай от пирамидальных состоит в том, что они имеют две па-
раллельные и только две наклонные грани (рис. 12).
Трапецеидальные сваи можно изготовлять в инвентарной
сборно-разборной опалубке по схеме, приведенной на рис. 12, а.
В этом случае загрузка пропарочной камеры не ниже, чем при
изготовлении обычных призматических свай квадратного сече-
ния, а при однорядном изготовлении она может быть выше, так
как при одинаковом расходе бетона у трапецеидальных свай
можно увеличить ширину наклонных граней, что позволит рас-
положить в один ряд большее число одновременно бетонируе-
мых и пропариваемых свай.
Простота бетонирования и опалубки дозволяет изготовлять
такие сваи и в полевых условиях или на полигоне в деревянной
опалубке из досок, поставленных на ребро; дном опалубки мо-
жет служить деревянный настил или ровная поверхность из дру-
гого материала. Возможно изготовление свай без опалубки в
промежутках между ранее изготовленными сваями.
В 1966—1968 гг. были изготовлены и исследованы в лабора-
торных и полевых условиях трапецеидальные сваи с различным
углом наклона граней. В лаборатории испытывались тензомет-
рические модели длиной до 1,5 м\ натурные испытания железо-
бетонных свай проводились в Тюмени.
В 1966 г. несущая способность трапецеидальных свай была
проверена в Тюмени на площадке микрорайона камвольно-су-
конного комбината с неблагоприятными грунтовыми условиями,
в которых забивка свай квадратного сечения малоэффективна.
Грунты площадки, расположенной на правобережной надпоймен-
ной террасе р. Туры, на глубину более 15 м сложены суглинка-
53
Таблица 10. Количество ударов, затраченное на погружение трапецеидальных свай различного сечения на глубину
5,5 м (октябрь-ноябрь 1967 г.)
Всего ударов 1 00 Ю СО Г-। СО Ю СО СО СЧОгнОСЧЮгнС! со со со т—it-сч
Потребное количество ударов при погружении на глубину, м 5,4—5,5 со b- тН 1О О. т-1 г- см ^СЧСЧСОт-нг-чСОг-ч
5,3—5,4 ю CM OO r-ч СО О ю см Г—t СЧСЧ ю т-ч со т-ч
5,2—5,3 NLQCOrhCDNOrH ч—I СМ СМ ю т—1 СО г-ч
5,1-5,2 т-ч СЧ СО т-ч СО т-ч
5,0-5, 1 ^ОООООСЧОООО т-ч т-ч СМ Хф т-ч со г-н
4-5 CM^tO^fOOOCOO О) Г—<смсчоо^оооо т-ч т-ч СМ т—1
3—4 ООЮСОЮСЧСПСОЬ- юоспсоюсмсосо Г-Н г—< г-н
2—3 'чН’^’^т-ЧТ^СЧ’^СО
1 — 2 ^СОЮСОг-чт-чт-чЬ. 4 СЧ т-Ч г-Ч г-1т-Ч т-Ч
0—1 огсою^оо^оо^
Дата испы- тания Чг* rS rS <4 О OO b- о т-н 1-H CM cm cm cm co co
Дата забивки 20/X 23/X
i Яд 2 й о я л U * н ООЮСОСОООЮООО SOQ(Mbbr4O o' o~ o' г-Г o~ о т-Г r-T
о s . <и сЗ Ь~< сад ооосчьсоюсоо CO b- b- CM CO CO т-Ч OO
Номер сваи т-ч (M CO Ю CO b- <X>
ми мягкопластичной консистен-
ции с небольшими прослойка-
ми тугопластичных суглинков.
Грунтовые воды находятся на
глубине 2—2,5 м от дневной
поверхности. Грунты площад-
ки обладают сильной пучини-
стостью при промораживании,
быстро размокают с переходом
в текучепластичную массу при.
замачивании, поэтому их зама-
чивание и промораживание не-
допустимо. Несущая способ-
ность грунтов на глубине 2—
2,5 м находится в пределах 1—-
1,5 кг/см2. В таких гидрогео-
логических условиях наиболее
рационально применение за-
бивных свай.
Одновременно с забивкой
трапецеидальных свай длиной
6 ж, сечением 32X25 см по вер-
ху и 15X25 см у острия забива-
ли типовые призматические
сваи квадратного сечения ЗОХ
ХЗО см, длиной 6 и 9 м, приме-
няющиеся на объектах Тюме-
ни. Сваи забивали дизель-мо-
лотом с весом ударной части
1200 кг.
Испытания показали, что
трапецеидальные сваи имеют
большую предельную нагрузку
по сравнению с типовыми свая-
ми. Если учесть, что расход
железобетона на трапецеидаль-
ную сваю значительно меньше,
чем на призматическую, то уве-
личение несущей способности
на единицу объема сваи полу-
чается в 2,3 раза по сравнению
с 6-метровой типовой сваей и в
2,7 раза по сравнению с 9-мет-
ровой сваей.
Для изучения влияния гео-
метрических размеров трапе-
цеидальных свай на несущую-
способность и выявления опти--
55
мального угла наклона граней в 1967 г. были проведены натур-
ные испытания серии трапецеидальных свай в одинаковых грун-
товых условиях (см. рис. 16).
Площадка для испытаний находилась в юго-восточной части
Тюмени у р. Туры. Грунты — аллювиальные суглинки. С поверх-
ности располагался слой почвенно-растительного суглинка тол-
щиной 1,0 м, с консистенцией В = 0,3; ниже, до глубины 8 м за-
легали мягкопластичные суглинки с консистенцией от_0,51 до 0,7.
Экспериментально проверялись 5 типоразмеров свай длиной
6 м с тремя различными углами наклона граней и тремя попе-
речными размерами. Сваи забивали агрегатом С-878 с дизель-
мол отом, вес ударной части которого составлял 1800 кг.
В табл. 10 приведены показатели по забивке свай, свидетель-
ствующие о легкости их погружения. При забивке свай с боль-
шим наклоном граней в верхней части образовывались зазоры
между сваей и грунтом из-за раздвижения грунта в стороны
наклонными гранями. В табл. 11 показаны результаты испыта-
ния свай статической нагрузкой.
Таблица 11. Результаты испытания трапецеидальных свай и показатели
расхода материалов
Сечение погруженной части свай, см Объем бетона, л«3 Предельная нагрузка, т Расход бетона
на 1 т пре- дельной на- грузки в % к типовой свае
по низу по верху
15x40 42x40 0,63 30 0,021 76
16x40 60x40 0,84 30 0,028 102
15x40 30x40 0,45 24 0,019 28
15x30 45x30 0,44 24 0,018 66
15x50 42x50 0,78 27 0,029 106
30x30 30x30 0,50 18 0,028 100
Вследствие разрывов грунта при погружении трапецеидаль-
ные сваи с большим наклоном граней имеют низкие показатели
по расходу материалов на единицу несущей способности, и при-
менение их нецелесообразно. Наиболее приемлемы сваи сече-
нием по верху 45x30 см и по низу 45X15 см, эквивалентные по
расходу материалов типовой свае 30x30 см. При испытаниях
выявлено также, что из-за больших размеров головы трапецеи-
дальная свая гораздо менее подвержена разрушению при забив-
ке, чем эквивалентная ей призматическая свая.
На основе данных лабораторных и натурных испытаний тра-
пецеидальные сваи внедрены в практику строительства на ряде
объектов в Тюмени. Снижение расхода бетона составило около
200 м* на один объект при уменьшении трудозатрат почти в два
раза.
Расчет трапецеидальных свай по несущей способности мож-
но производить двумя методами: по схеме без учета бокового
56
отпора грунта и с учетом этого отпора (рис. 13). Несущая спо-
собность свай по первой схеме складывается из сопротивления
грунта по острию Р0.т, сил трения по боковой поверхности Рб.т и
сопротивления грунта вертикальным напряжениям оп, действую-
щим на наклонных гранях по площади, равной горизонтальной
проекции наклонных граней, Рв.т’.
PT=km (Ро. Т+Рб. т+Ль т), (4)
где k, т— см. формулу (5) СНиП II—Б.5—67.
PT=km +2 /"F6I-+S RHi i)],
где 7?H — нормативное сопротивление грунта под нижним концом
сваи, принимаемое согласно п. п. 5,4 и 5,5
СНиП II—Б.5—67;
FB— площадь острия сваи;
—нормативное сопротивление по боковой поверхности Того
слоя грунта, принимаемого по СНиП II—Б.5—67;
F6i — площадь боковой поверхности сваи в уровне i-oro слоя;
— нормативное сопротивление грунта по середине слоя;
Fh Fi—i—площади поперечного сечения в уровнях соответственно
1-ого и (i — 1)-ого слоев.
При использовании формулы (4) расчетная несущая способ-
ность трапецеидальной сваи выше, чем у призматической сваи
равного объема, примерно на 20%. В действительности трапе-
цеидальная свая имеет более высокие показатели по сравнению
г призматической. Второй способ расчета с учетом бокового от-
пора грунта точнее отражает физическую сущность работы сваи
в грунте и дает результаты, более близкие данным натурных
испытаний.
Несущая способность трапецеидальной сваи определяется
как сумма сопротивления по острию Р0.т, сил трения по боковой
поверхности Pq. т и сопротивления грунта Рг. т боковым переме-
щениям Oi, направленными перпендикулярно поверхности на-
клонных граней сваи,
P\~ktn (Р 0. Т+Рб. т+^г .т)> (5)
где k, т — см. СНиП II—Б.5—67.
Величины Р0' т и Рб,т вычисляются так же, как и при расчете
по формуле (4).
Третье слагаемое РГеТ рассчитывается по формуле
^.т= (6)
где — удельный отпор грунта на боковой поверхности трапецеи-
дальной сваи в пределах Того слоя грунта;
щ — средний периметр трапецеидальной сваи в пределах Того
слоя грунта;
Zz — толщина Того слоя грунта.
58
Удельный отпор грунтов основания можно определить по
табл. 12, составленной Г. М. Смиренским [11].
Таблица 12. Значения удельного отпора грунтов
Средняя глуби- на расположе- ния слоя, м Удельный отпор, т 1м2, при консистенции грунта В \
0-0,2 | 0,35-0,5 I 0,7-0,8 | >0,8
1 10,5 8,5 3,5 2,4
2, 9,0 7,5 3,0 2,2
3 7,5 6,0 2,5 2,0
4 6,5 5,0 2,0 1,8
5 5,0 4,0 1,8 1,6
6 з,о 2,5 1,5 1,4
Опыты методом фотоупругости подтвердили значительное'
влияние боковых перемещений грунта на несущую способность
трапецеидальных свай.
Тавровые сваи
Для увеличения боковой поверхности забивных свай в усло-
виях слабых грунтов, когда большую часть несущей способности
составляет сопротивление по боковой поверхности, в СССР при-
менены железобетонные сваи двутаврового и крестообразного
сечения, названные широколопастными [12]. Недостаток этих
свай — сложность опалубки и изготовления, вследствие чего они
не получили широкого распространения. Для повышения техно-
логичности изготовления широколопастных свай в лаборатории
оснований и фундаментов предложены, разработаны и исследо-
ваны сваи таврового сечения [13]. При равном расходе бетона
они имеют в 2,2—2,5 раза большую площадь боковой поверх-
ности по сравнению с призматическими сваями. Форма их более
технологична для изготовления, так как тавровые сваи можно*
бетонировать в неразъемной опалубке. Если тавровую сваю сва-
ривают из отдельных плоских железобетонных плит, объем свар-
ки в два раза меньше по сравнению с известными широколопаст-
ными сваями.
С учетом результатов лабораторных опытов были сконструи-
рованы опытные сваи и изготовлены в Тюмени на домостроитель-
ном комбинате. Толщина стенок 80 мм, посередине сечения рас-
полагается одинарная арматура (см. рис. 13). Сваи были легко'
забиты в слабый глинистый грунт и испытаны статической на-
грузкой. На погружение 1 м сваи затрачивалось 40—50 ударов
молота. При забивке в грунт в месте сопряжения плоскостей
сваи было замечено образование небольшой полости.
59
Испытания показали, что по расходу бетона на единицу не-
сущей способности тавровые сваи имеют лучшие показатели,
чем типовые призматические сваи. Первые статические испыта-
ния проводились через день после забивки, поэтому для опреде-
ления эффекта увеличения несущей способности во времени
испытания были повторены через год. Осадки тавровой сваи при
одинаковой нагрузке в результате «отдыха» уменьшились почти
в 10 раз, а предельная нагрузка увеличилась почти на 40%. Сле-
довательно, в слабых глинистых грунтах со временем грунт во-
круг забивных свай значительно упрочняется.
Испытанные тавровые сваи имели периметр 200 см, площадь
описанного многоугольника вокруг таврового сечения 2248 см2.
По сравнению с призматической сваей сечением 30X30 см пло-
щадь острия возросла в 2,5 раза, а площадь боковой поверхности
возросла в 1,66 раза. Несущая способность тавровой сваи, под-
считанная по формуле для широколопастных свай, равна 31,5 г,
или в 1,92 раза больше, чем призматической. В действительности,
по данным испытаний, несущая способность увеличилась в
1,52 раза. По-видимому, сказалось уменьшение сопротивления по
острию, как у трубчатых свай с открытым концом.
На основании натурных и лабораторных опытов предла-
гается рассчитывать тавровые сваи по двум схемам в зависи-
мости от вида грунта основания.
1. Без грунтового ядра (см. рис. 13,г). В слабых грунтах свая
прорезает грунт, не захватывая его в межлопастное пространство.
Несущая способность сваи определяется по формуле
PT=ktn (wRnF^+vur 2 (7)
где k, т, RH, — см. формулу (5) СНиП И—Б.5—67;
FT— площадь поперечного сечения сваи;
иТ — периметр поперечного сечения;
w — коэффициент повышения удельного сопротивле-
ния по острию (по сравнению с призматической
сваей);
v— коэффициент снижения удельных сил трения по
боковой поверхности (по сравнению с призмати-
ческой сваей).
2. С образованием грунтового ядра. При забивке свай в плот-
ных грунтах с большим сопротивлением по боковой поверхности
может происходить образование ядра в межлопастном простран-
стве. Сдвиг грунта происходит по периметру описанного много-
угольника вокруг таврового сечения (см. рис. 13,г). Несущая
способность сваи определяется по формуле
(8)
где k, tn, RH, /Г — см. формулу (5) СНиП II—Б.5—67;
FM — площадь описанного многоугольника;
цм — периметр описанного многоугольника.
60
Для уменьшения сил выпучивания в промерзших грунтах
Тюменской области возможно устройство квадратно-тавровых
свай (см. рис. 13, в).
Забивные призматические сваи с уширениями
Забивные сваи с местными уширениями применяются в двух
случаях: когда верхние слои представлены слабыми оплываю-
щими грунтами, торфом или толщей воды и боковая поверхность
свай фактически не работает, или когда необходимо предохра-
нить от повреждений при забивке защитную химическую изоля-
цию ствола сваи. В первом случае используют развитые в сто-
роны уширения, во втором случае размер уширения определяет-
ся толщиной изоляционного слоя.
Забивные сваи с уширениями нашли применение в практике
строительства в СССР и за рубежом (в Голландии, Франции,
Дании, Венгрии и других странах) [14—16]. Впервые предло-
жения по расчету таких свай дал И. В. Яропольский в 1932 г.
[14], затем сваи с уширениями применил Б. Ф. Горюнов [15],
а Р. И. Колмогоров провел обширные исследования на мало-
масштабных моделях [16]. С 1966 г. исследования забивных
свай с уширениями проводятся в лаборатории оснований и фун-
даментов Уральского промстройниипроекта, а также в инсти-
туте МИИТ [17].
Результаты проведенных лабораторией оснований и фунда-
ментов полевых испытаний призматических свай в Тюменской
области позволили сделать вывод о необходимости повышения
несущей способности свай путем изменения формы поперечного
сечения или устройства уширений. Изменение формы попереч-
ного сечения рационально, когда основная часть несущей спо-
собности сваи определяется ее сопротивлением по боковой по-
верхности. Если это сопротивление невелико, более эффективно
устройство уширений.
Сваи с уширениями изготовляются деревянные, стальные и
железобетонные, а по форме сечения ствола — круглые, трубча-
тые и квадратные.
По форме поперечного сечения уширения могут быть прямо-
угольные (плоские), квадратные, круглые, крестообразные, тав-
ровые. Уширения располагаются в нижней части сваи, но имеют-
ся примеры устройства уширений на некотором удалении от
острия.
На основании анализа отечественного и зарубежного опыта
лабораторией оснований и фундаментов были предложены для
исследований в Тюменской области призматические сваи с пло-
скими прямоугольными и квадратными уширениями.
Опытные образцы и серии свай с квадратным уширением из-
готовлялись в стальной инвентарной опалубке, снабженной паро-
61
вой рубашкой. В опалубке можно было бетонировать сразу две
сваи, причем для уменьшения размеров опалубки головы свай
были направлены в противоположные стороны. Таким способом
изготовляются сваи с монолитным уширением, бетонируемым
одновременно со сваей. Сваи с плоским уширением бетонирова-
лись в дерево-металлической опалубке.
Изготовление плоских или объемных уширений одновремен-
но со сваей не всегда рационально, так как объем пропарочной
камеры используется неполностью и затрудняется бетонирова-
ние. Кроме того, сваи с заранее изготовленным уширением, рас-
считанным для применения в определенных грунтовых условиях,
могут быть неприемлемы для других грунтов. Различие инже-
нерно-геологических условий площадок строительства может
привести к большому числу типоразмеров свай и опалубок, что
неэкономично. Для повышения технологичности и уменьшения
числа типоразмеров лабораторией оснований и фундаментов;
предложено изготовление забивных свай со сменными сборны-
ми уширениями, соединяемыми со стволом стыком стаканного
типа. Раздельное изготовление стволов и уширений позволяет
повысить загрузку пропарочных камер, снизить в 1,5—2 раза
количество типоразмеров и опалубок свай для различных грун-
товых условий и применять разнообразные формы уширений.
В 1966—1969 гг. лабораторией оснований и фундаментов
были проведены полевые испытания забивных свай с местным
уширением в Тюмени и Тобольске. По литологическому строе-
нию площадка в Тобольске характерна для приречных и при-
озерных районов Тюменской области, сложена аллювиальными
отложениями — песками, супесями, суглинистыми илами, суг-
линками и глинами. Геолого-литологический разрез площадки
(рис. 14) представлен следующими слоями (сверху вниз):
1) намывной слой песка средней плотности мощностью до 3 м;
2) ил суглинистый, мягкопластичной и текучей консистенции с
прослойками мелких песков и суглинков, мощностью до 7 м;
3) песок аллювиальный мелкозернистый, водонасыщенный, силь-
но заиленный, при бурении дает пробку свыше 2 м, в водонасы-
щенном состоянии легко превращаются в плывун; 4) суглинок
аллювиальный, от полутвердой до тугопластичной консистенции,
мощность слоя до 2,5 м; 5) глина аллювиальная, полутвердая,
тугопластичная и мягкопластичная. Уровень грунтовых вод рас-
положен на глубине 4—5 м от дневной поверхности. Графики
зависимости осадки от нагрузки приведены на рис. 15.
Для строительства зданий и Тобольского фанерного комби-
ната были предусмотрены фундаменты из комбинированных свай
общей длиной 19,7 ж, состоящих из срощенных деревянной сваи
длиной 11,4 ж, диаметром 30 см и железобетонной сваи длиной
8,3 ж, сечением 30X30 см. Сваи с уширением испытывались одно-
временно с комбинированными сваями. Первые имели три вида
квадратных уширений (сечением 40X40 см, 50X50 см, 60x60 см)
62
Насыпной песок $%%% Ил суглинистый Глина
£#3 Аллю$иалбнш лесах [23 Суеланая
Рис. 14. Инженерно-геологические условия площадки испытаний свай:
1 — 3 — сваи с уширением; 4 — призматическая свая.
/—3 — сваи с уширением; 4 — призматическая свая.
и одно крестообразное (см. рис. 14 и 15). Забивка свай с ушире-
нием не была затруднительна, сваи легко прорезали оплываю-
щий грунт. При достижении уширением слоя песка получался
Саманок туголластич-
ный макропористый
Суглинок нягкоплас-
L—J тичный
Т/Ъ Суглинок
2d тугопластичный
Суглинок мягко плас-
тичный пылеватый
Рис. 16. Сопоставимые испытания различных типов забивных свай:
а — графики зависимости осадки от нагрузки; б — инженерно-геологические условия пло-
щадки испытаний; / — призматическая свая длиной 9 ж; 2 — то же длиной 6 ж;
3, 4, 5 — сваи с уширениями по высоте; 6 — трапецеидальная свая; 7 — тавровая свая.
расчетный отказ. Испытания свай статической нагрузкой пока-
зали, что сваи с уширением, опертым на слой песка, имеют наи-
лучшие показатели по несущей способности (см. рис. 15). Ко-
роткая свая с уширением, оставленным в слое илистого суглин-
ка, имела низкую несущую способность, что свидетельствует о
неэффективности опирания уширения на слабый грунт. Несущая
64
способность свай с уширением была больше, чем у составных
свай, и более чем в 3 раза выше, чем для призматических свай
без уширения. Учитывая, что собственный вес свай с уширением
значительно меньше, чем призматических свай большого сече-
ния или длины, их можно забивать копром или сваебойной уста-
новкой ограниченного веса.
После забивки свай с уширением вокруг них образовывалась
воронка диаметром до 1,5 м и глубиной до 1 м. Полость, образо-
вавшаяся после прохождения уширения, быстро заполнялась
водонасыщенным илистым грунтом. Воронки разравнивались
бульдозером во время планировки грунта под свайный ростверк.
В Тюмени на площадке микрорайона камвольного комбината
были проведены статические испытания трех видов забивных
свай с плоским уширением в сравнении с обычными призмати-
ческими сваями длиной 6 и 9 м, а также трапецеидальной и тав-
ровой сваей (рис. 16). Основными грунтами площадки испыта-
ний были суглинки от мягкопластичной до тугопластичной кон-
систенции. Грунтовые воды отмечены скважинами на глубине
0,1—4,0 м от дневной поверхности. Сваи забивались сваебойной
установкой С-878. Наиболее легко погружались обычные сваи
квадратного сечения и трапецеидальные. На первые 2 м было
затрачено по 10—15 ударов молота, на последующие—15—20
ударов. При забивке тавровых свай на погружение 1 м затрачи-
валось по 40—50 ударов. Сваи с уширением у острия и на уда-
лении 1,5 м от острия легко входили в грунт, и на погружение
1 м шло 30—40 ударов дизель-молота. Свая с уширением в сред-
ней части после забивки на 3 м резко снизила скорость погруже-
ния. Видимо, для забивки свай с уширением в средней части
следует применять более мощные дизель-молоты.
По реаультатам испытаний наибольшей несущей способ-
ностью обладала свая с плоским уширением у острия. Тавровые
и трапецеидальные сваи также показали значительное увеличе-
ние несущей способности по сравнению с обычными призмати-
ческими сваями. Увеличение длины призматических свай до 9 ж
не дало эффекта, так как острие сваи при этом вошло в слой
мягкопластичных суглинков. Следовательно, в подобных грун-
товых условиях увеличение длины свай неэффективно, необхо-
димо изменять форму поперечного сечения или устраивать уши-
рение. Через год после первых испытаний все сваи были вторич-
но испытаны статической нагрузкой для получения данных об
эффекте увеличения несущей способности во времени, так назы-
ваемого эффекта «засасывания» свай (табл. 13).
По данным табл, следует, что эффект «засасывания» в грун-
тах Тюменской области необходимо учитывать, так как он при-
водит к существенному увеличению несущей способности свай-
ных фундаментов. «Отдых» свай после забивки до проведения
статических испытаний в условиях грунтов Тюменской области
должен продолжаться не менее двух месяцев.
5 А. Тетиор 65
Таблица 13. Несущая способность и осадка свай различных видов по результатам испытаний в 1966—1967 гг.
Осадка, мм{% при нагрузке 14,4 т 1966 г. 1967 г. 3,0 2,7 100 90 1,5 1,6 50 53 1,4 1,7 47 57 1,6 1,5 53 50 3,0 0,3 100 И
расчетной 1967 г. 3,6 120 3,1 102 153 55,0 167 2,8 94
1966 г. 3,0 100 2,8 94 за 170 22,0 73 14,0 470 5 г.
предельной 1966 г. 1967 г. 12,1 24,8 100 205 1 1 11,4 11,0 93 91 32,6 10,6 270 88 50,5 41,3 417 340 32,1 20,6 265 170 [ытания в 196(
Нагрузка, т/% расчетная не- сущая способ- ность 1967 г. ш 1 1 23,0 | 160 30,0 । 208 23,0 160 ° 1 s Я <35
1966 г. 001 КН 22,6 157 27,2 189 17,5 121 <35 о 5 г-1 Р° £
предельная 1967 г. 25,0 121 33,0 160 43,0 208 33,0 160 о ОО 2 и со 1 S
1966 г. 20,6 100 32,3 157 38,8 189 25,0 121 °lo S со 1 s§ CQ
критическая 1966 г. 1967 г. 23,0 27,0 100 117 35,0 36,0 1 152 156 42,0 46,0 782 200 28,4 36,0 123 156 35,0 41,0 188 178 ;повой 6-метро
Вид сваи Типовая свая сечением 30x30 см, дли- ной 6 м Трапецеидальная свая сечением по верху 35x25 см и по низу 15x25 см Свая с уширением у острия Свая с уширением на удалении 3,0 м от острия Свая таврового сечения Примечание. За 100% приняты показатели ти
На основании результатов натурных и лабораторных опытов,
описанных выше, а также серии опытов с тензометрическими
крупномасштабными моделями свай были запроектированы ре-
комендуемые конструкции забивных свай с уширениями для
Тюменской области (рис. 17, а,б). Конструкции забивных свай
включают сваи с раздельным изготовлением ствола и уширения
Рис. 17. Схемы армирования и расчетная схема сваи с уширением:
а — схема армирования сваи, изготовленной вместе с уширением; б — схема армирова-
ния сваи и отдельного сборного уширения; в — расчетная схема сваи; г, д — расчетные
схемы ствола.
и с совместным бетонированием. Рекомендуется применение
бетона М300, арматура может быть обычная или преднапря-
женная.
Расчет свай можно вести по предлагаемым ниже формулам,
составленным с использованием результатов эксперименталь-
ных исследований и метода расчета свай по нормативным доку-
ментам. В зависимости от технологии погружения свай и запол-
нения образующихся пазух над уширением рекомендуется при-
нимать одну из приведенных ниже расчетных схем.
5*
67
1. Свая погружается через слои оплывающего грунта (ил,
водонасыщенные пески) или засыпка пазух грунтом произведе-
на с обеспечением плотности не менее природной. В этих слу-
чаях .несущая способность сваи определяется сопротивлением
грунта над уширенной пятой и силами трения по боковым по-
верхностям уширения и ствола. Следует отметить, что на вели-
чину сопротивления грунта под уширением влияет форма его
поперечного сечения.
Величина удельных сил трения по стволу может быть при-
нята по нормам для набивных свай в связи с тем, что плотность
грунта над уширением не будет выше первоначальной. Тогда
предельное сопротивление по острию
(9)
где о) — коэффициент, которым учитывается влияние формы попе-
речного сечения уширения на величину 7?н, в первом при-
ближении принимаемый равным коэффициенту, учитывающе-
му влияние формы штампа на -его осадку;
7?н — нормативное сопротивление грунта, определяется по табл. 1
СНиП II—Б.5—67.
Сопротивление грунта по боковой поверхности уширения
P2=uyhfl (10)
где — нормативное сопротивление грунта по боковой поверхности,
принимается по СНиП II—Б.5—67 на уровне центра
уширения;
иу— периметр поперечного сечения уширения;
h — высота уширения.
Сопротивление грунта по боковой поверхности ствола
(11)
где ис — периметр поперечного сечения ствола сваи;
mf — коэффициент, которым учитывается степень грунтового уп-
лотнения пазух над уширением, принимается равным коэф-
фициенту условий работы буронабивной сваи, зависящему
от способа образования скважины и ствола сваи (см. табл. 4
СНиП II—Б.5—67).
Расчетная нагрузка на сваю с уширением
P=km (Р1+Р2 + Рз)==^т +uyhfl2+uc^mff*Ц), (12)
где k, т — те же обозначения, что и в формуле (5)
СНиП II—Б.5—67.
2. Свая погружается в неоплывающих грунтах с оставлением
пазух выше уширения или с засыпкой грунтом без уплотнения.
Несущая способность сваи при засыпке без уплотнения опреде-
ляется по формуле
P=km (Pi+P2 — Р3) =km (aR«F+uyhfa2 — Уу), (13)
68
где ?!, Р2 — принимаются по фор-
мулам (9), (10);
Р3 — вес засыпки грунта,
равный произведению объема за-
сыпки на объемный
вес.
В последнем случае несме-
щаемость фундамента в уровне
верха свай должна быть обес-
печена конструкцией ростверка
или наклонными сваями, а
прочность ствола свай прове-
рена с учетом гибкости в зави-
симости от вида сопряжения с
ростверком (см. рис. 17, а, д).
Учитывая сравнительно неболь-
шую высоту уширения, в рас-
четной схеме принят внизу шар-
нир с ограничением перемеще-
ния. При большой высоте уши-
рения (1,5—2 м) в нижней ча-
сти можно принять заделку.
Призматические сваи с
уширениями внедряются в на-
стоящее время при строитель-
стве объектов в Тюменской
области и на Среднем Урале.
Забивные железобетонные
сваи с уширениями могут при-
меняться в ленточных роствер-
ках и в фундаментах колонн
(рис. 18). При забивке свай с
плоскими уширениями в лен-
точном ростверке длинную сто-
рону уширения следует распо-
лагать перпендикулярно оси
стены, тогда расстояние между
осями свай I определяется в
зависимости от сечения сваи b
как для обычных свай. Глубину
заделки свай в ростверк h сле-
дует также определять как для
призматических свай. Если в
ленточном ростверке приме-
няются сваи с объемными уши-
рениями, расстояние между
ними подсчитывается из усло-
69
вия, что за поперечный размер сваи принимается размер ушире-
ния. Это связано с облегчением забивки свай.
В ростверках колонн промышленных зданий целесообразна
применение наклонных свай с углом а не более 12—15° (см.
рис. 18, б, в).
Сваи-оболочки
Для повышения несущей способности свай в слабых грунтах
применяются трубчатые сваи-оболочки [19, 23]. В зависимости
от вида грунта и способа погружения применяются сваи с за-
крытым и с открытым концом. За счет развитой боковой поверх-
ности и большой площади острия трубчатые сваи и оболочки
обеспечивают повышенную несущую способность в слабых
грунтах при одинаковом расходе материала по сравнению с
обычными призматическими сваями. Трубчатые сечения наибо-
лее экономичны также при работе на изгиб и кручение.
В практике строительства в СССР и за рубежом нашли широ-
кое применение самые разнообразные виды свай-оболочек, вы-
полненных из сборного железобетона. Наиболее широко приме-
няются сваи-оболочки цилиндрической формы с открытым и е
закрытым нижним концом, с ножами различной формы.
При строительстве сооружений различного назначения
используются сваи конической формы (круглые в плане, сужаю-
щиеся к нижней части). К таким сваям относятся сваи Раймон-
да. После забивки стальной оболочки свай в грунт при помощи
штока, путем его опускания, отдельные элементы оболочки раз-
двигаются, уплотняя грунт. Затем шток извлекается, а стальная
оболочка заполняется бетоном. Известны различные модифика-
ции свай Раймонда. Например, в Польше применяют забивную
коническую оболочку из гофрированного металла, заполняемую
бетоном. Применяются также и железобетонные забивные сваи
слабоконической формы, в том числе и составные. В Англии раз-
работаны стандартные слабоконические сваи [20].
Слабоконические сваи, выполненные из дерева и снабженные
анкерующими стальными коротышами, применяют в Канаде
при строительстве зданий в условиях мерзлых грунтов [21].
Вначале в грунте пробуривается отверстие, в которое вставляет-
ся свая уширенной частью книзу. Затем в зоне деятельного слоя
сваю оборачивают несколькими слоями толя для предотвраще-
ния сцепления грунта со сваей и уменьшения выдергивающих
усилий при промерзании.
Слабоконические сваи с внутренней коничностью были иссле-
дованы в Венгрии [22]. Внутренняя коничность служит для бо-
лее быстрого образования грунтового ядра и предотвращения
его перемещения в верхнюю часть сваи, что в итоге повышает
несущую способность свай. В слабых грунтах рекомендуется
70
применение специальной сборной железобетонной шайбы, кото-
рая укладывается на грунт и вначале не препятствует забивке
сваи и проникновению грунта в полость оболочки. Затем шайба
заклинивается в конической полости сваи-оболочки и образует
устойчивое ядро грунта.
Наряду со сборными железобетонными сваями большой дли-
ны применяются и составные сваи-оболочки различных видов,
например так называемая вест-свая — составная свая, собирае-
мая из отдельных железобетонных элементов, закрепляемых при
помощи центрального стального стержня. Применяются конст-
рукции составных свай-оболочек с преднапряжением арматуры,
причем преднапряженная арматура может размещаться во внут-
ренней полости сваи или в специальных каналах. Натяжение
арматуры осуществляется после забивки очередного сборного
элемента и достижения заданного отказа. В некоторых случаях
используют сваи-оболочки без напряжения со стыком стакан-
ного типа.
Для образования устойчивого грунтового ядра под цилиндри-
ческой оболочкой с открытым концом предложены различные
внутренние шайбы, изготовляемые совместно с оболочкой. По-
вышения несущей способности свай-оболочек в слабых грунтах
достигают путем устройства специальных уширений в нижней
части или на стволе либо забивкой в верхней части сваи сбор-
ной плиты, на которую передается часть нагрузки. Предложена
и испытана свая-оболочка с забивной шайбой в форме кониче-
ской оболочки, повышающей сопротивление сваи при работе ее
на горизонтальную нагрузку. После забивки сваи на ее верхнюю
часть надевается при помощи цилиндрической направляющей
коническая оболочка, которая затем забивается на некоторую
глубину [24].
Конические оболочки используются в Канаде при анкеровке
свай в мерзлых грунтах, чтобы при промерзании деятельного
слоя не произошло выпучивания фундамента [21].
В лаборатории оснований и фундаментов проводятся ком-
плексные исследования свай-оболочек.
В процессе опытов по исследованию работы свай-оболочек
на горизонтальную нагрузку были получены данные по напря-
женно-деформированному состоянию свай. Получение этих дан-
ных было связано с тем, что в опытах датчики наклеивались на
внутреннюю и наружную поверхности сваи-оболочки, это позво-
лило исследовать распределение напряжений по толщине сече-
ния. Как показали опыты, при действии горизонтального усилия
на сваю-оболочку в горизонтальном сечении на глубине 1,5—2
диаметров сваи возникает изгиб вследствие давления грунта на
сваю. Кольцевое сечение оболочки под давлением грунта стре-
мится деформироваться в эллипс. Эти данные свидетельствуют
о том, что при работе свай-оболочек на горизонтальную нагруз-
ку необходимо выполнять специальный расчет требуемого коль-
71
цевого армирования (одинарного или двойного), воспринимаю-
щего изгибающий момент в кольцевом сечении.
Сваи-оболочки и трубчатые сваи по расчетной схеме на вдав-
ливание можно разделить на 5 групп:
1. Сваи-стойки, которые передают нагрузку на плотный слой
грунта закрытым концом или стенками открытого конца.
2. Висячие сваи, несущая способность которых определяет-
ся только трением по боковой поверхности.
3. Трубчатые сваи с удаленным грунтовым ядром, заменен-
ным монолитным бетоном. Такие сваи работают как сплошные
круглые.
4. Трубчатые сваи с оставленным грунтовым ядром и устрой-
ством диафрагмы или заполнением полости выше ядра бетоном.
Грунтовое ядро участвует в работе в качестве конструктивной
части трубчатой сваи. Вытесненный при забивке грунт вызывает
уплотнение слоя под концом сваи, поэтому несущая способность
такой сваи приближается к сопротивлению сплошной сваи. Гру-
зоподъемность грунтового ядра приравнивается грузоподъем-
ности сплошной сваи, помноженной на коэффициент 0,7.
5. Трубчатые сваи с внутренней коничностью, в которых
плотное устойчивое ядро образуется без заполнения верха сваи
бетоном.
Средняя плотность грунтового ядра, влияющая на его несу-
щую способность, зависит от глубины забивки сваи, соотноше-
ния глубины забивки и диаметра сваи, метода погружения, влаж-
ности и вида грунта. Плотность грунтового ядра увеличивается
по направлению к нижнему концу. На несущую способность ядра
влияют и возникающие позже факторы, например фильтрация
грунтовых вод через ядро, что снижает его грузоподъемность.
Образующаяся под концом сваи область уплотненного грунта
достигает максимальной величины при разных соотношениях
глубины забивки и диаметра сваи. Для сравнения несущей спо-
собности трубчатой сваи с грунтовым ядром и сплошной сваи
одинаковой площади поперечного сечения можно использовать
время образования уплотненной зоны под трубчатой сваей. Как
показывают опыты, в трубчатой свае уплотненная зона образует-
ся гораздо позже, чем в сплошной, поэтому меньший объем
грунта вытесняется вниз и в стороны. Это облегчает погруже-
ние и в то же время снижает несущую способность сваи. В забив-
ной трубчатой свае образуется более высокое грунтовое ядро,
чем во вдавленной. Динамическое воздействие в моменты удара
молота снижает силы трения грунта по стенке сваи. После удара
сопротивление трению в полной мере восстанавливается. В свае,
погружаемой вдавливанием, сопротивление трению действует
непрерывно в процессе всего вдавливания, поэтому в сваю про-
никает небольшое количество грунта.
Динамические воздействия на трубчатую сваю, погружаемую
в несвязные грунты, значительно повышают плотность грун-
72
тового ядра. В зависимости от глубины забивки трубчатых свай
средняя плотность грунтового ядра в несвязных грунтах выше
исходной плотности на 8—14%.
Плотность грунтового ядра вдавленной сваи в несвязных
зрунтах практически мало отличается от первоначальной плот-
ности грунта. В трубчатых сваях с внутренней коничностью даже
при небольшом наклоне стенок образуется плотное грунтовое
ядро. Как показали опыты, это ядро формируется при меньшей
глубине забивки по сравнению с цилиндрической сваей [22].
наиоолее экономичными видами труочатых сваи для Аюменскои
области являются сваи с открытым концом и сваи с удлиненным
коническим ножом. Для определения несущей способности грун-
тового ядра в таких сваях можно использовать формулы расчета
высоты ядра [26].
На элемент ядра высотой dy действуют нормальные силы crv
и (o'y+do'y), вес грунта и силы трения по оболочке o^TtDdy
(рис. 19). Решая уравнение равновесия проекций этих сил на верти-
кальную ось и учитывая, что весом ядра можно пренебречь, а на-
пряжения <зу на глубине у в поперечном сечении ядра равны давле-
нию сг0 на торец сваи, получаем минимальную высоту ядра Н из
условия 0^=0,
Я=Д1-1п(Ц-1,1<т0), (14)
где D — внутренний диаметр оболочки;
f— коэффициент трения между песком и материалом оболочки
(/«0,6);
(0 3 \
£=0,35Н—— I.
)
73
(15)
В песчаных грунтах, для которых применима эта формула, высота
ядра составляет от 40 при сг0 ~ 20 кг1см2 до 6,5D при
ст0 ж 200 кг/см2.
Можно использовать решения, приведенные в работе [22]. Урав-
нение равновесия сил, действующих на элемент грунтового ядра
в цилиндрической свае (см. рис. 19):
лг2ог — яг2 (сг^ -р rf(Tz) — 2лг0т dz — лг2у c/z== О,
обозначения см. рис. 19.
Для элемента грунтового ядра в свае с внутренней коничностью
или с удлиненной ножевой частью уравнение равновесия имеет вид:
лг2сгг — (r-|-dr)2 л (az+daz) — т—2лг cos a — лг2у dz=O. (16)
cos a
Чтобы вычислить высоту грунтового ядра Hk, требуется опреде-
лить вертикальные напряжения oz в любом его поперечном сечении.
На боковой поверхности контакта грунтового ядра со сваей трение г
должно быть в состоянии равновесия с действующими напряжениями
по подошве.
Для цилиндрической сваи-оболочки
-2 А
2 \ 0 2/X J 2Д % ’
где X — коэффициент бокового давления;
СГ — постоянная, зависящая от начальной плотности грунта;
Y—объемный вес грунта.
Для сваи-оболочки с внутренней коничностью
(Г (Tn 1 . сг fcosa
cr =r0Y —------------------------1— --------
lLroY tga— 2 (/A, cos a—tga
/, z , ' 2 ctg a (A cos a — tga)
X 1------tga i +-
\ r0 /
X (1-----tg a")--------------------1. (18)
\ r0 / roY cos a — tg a J
Введя граничные условия c>z = 0, z^=Hk, получим для цилиндри-
ческой сваи
Yro
(17)
r0Y cos a — tg a
1
tg a — 2 (fk cos a — tg a)
Cr f cos a ]
<?o _ / 1 , cr . 1 \ L2/X-7T _ J
roy \2/Z % r0Y Л
для сваи с внутренней коничностью
1
(19>
1 /1 Hk 1 \ 1 — 2 ctg a (Д cos a — tg a)
1—1--------- tg a
''o
Hk
r0
r0Y tg a-2 (/X, cos a — tg a)
Cr / cos a i| 1J
r0Y /X, cos a — tg a
По уравнениям (19) и (20) можно определить в случае из-
вестного напряжения необходимую высоту грунтового ядра или,,
зная высоту ядра, получить его грузоподъемность.
. \ — 2 ctg a (/X cos a — tg a)
tga
74
Напряжения в грунте вокруг свай-оболочек различной фор-
мы при действии различных усилий определяли поляризационно-
оптическим методом. Использовали плоскую модель основания
из желатина и объемную составную модель. В плоской задаче
желатин заливали в стеклянный лоток с заранее установленны-
ми моделями свай, выполненными из органического стекла
(оплывающие грунты), либо модели свай вдавливали в отвер-
стия меньшего диаметра в желатине (неоплывающие грунты).
В объемной задаче изготовляли объемный блок основания из
оптически неактивного материала ОНС с вклеенной в расчетном
сечении пластинкой оптически активного материала на основе
эпоксидной смолы. Затем сверлили отверстие для сваи, имевшее
несколько меньший диаметр, чем стальная модель.
Прочность цилиндрических свай-оболочек рассчитывается в
настоящее время по формулам для расчета обычных железобе-
тонных трубчатых сечений по методу предельного равновесия.
Расчет кольцевых сечений на прочность выполняют по двум пе-
ременным— изгибающему моменту и поперечной силе, ограни-
чивая их значения пределами М = 0 (центральное сжатие) и
N— О (изгиб).
Указанные схемы расчета прочности свай-оболочек не соот-
ветствуют действительной работе оболочек в грунте. Очевидно,
что работа свай-оболочек в грунте, аналогично работе обычных
фундаментов, должна благоприятно влиять на повышение проч-
ности свай, так как упругое основание придает некоторую до-
полнительную жесткость фундаменту. Помимо этого, указанный
выше метод определения прочности свай-оболочек не отражает
всех возможных схем разрушения свай при действии различных
сочетаний усилий, при различных жесткостях и длинах, различ-
ных схемах заделки в вершине; этот метод не охватывает
также схем разрушения различных видов свай-оболочек, пред-
ложенных в настоящее время, кроме обычных цилиндрических:
слабоконических, свай с внутренней коничностью, свай с внут-
ренней диафрагмой, свай с уширениями и т. д.
Опыты с тензометрическими сваями показали, что проблема
определения схем разрушения свай-оболочек актуальна, так как
работа свай-оболочек в грунте отличается от работы обычного
элемента кольцевого сечения. С целью определения схем разру-
шения свай-оболочек при действии различных усилий были про-
ведены опыты с моделями длиной 1,2 м и диаметром 0,1—0,12 м.
Модели залавливались в песок в грунтовом лотке с внутрен-
ними размерами 2X2X2 м. Вертикальная и горизонтальная на-
грузки прикладывались при помощи домкратов через динамо-
метры.
Опыты показали, что при действии горизонтального усилия
на сваю-оболочку разрушение ее может произойти по несколь-
ким схемам, которые зависят от вида нагрузки, армирования,
способа заделки в ростверк, длины оболочки.
75
Действие вертикальной нагрузки также может вызвать раз-
рушение по нескольким схемам, например разрушение нижней
части оболочки с открытым концом без стального ножа. Получе-
ние схемы разрушения для такой оболочки нужно, чтобы опре-
делить необходимое армирование нижней части по методу пре-
дельного равновесия. Нашими опытами было установлено, что
свая-оболочка с открытым нижним концом при забивке разру-
шается в нижней части по радиальной схеме с кольцевым пла-
стическим шарниром, расположенным на некотором расстоянии
(примерно 0,5—1,0 диаметра сваи) от конца сваи.
При действии вертикальной нагрузки на сваю-оболочку, опер-
тую на плотный грунт или имеющую в нижней части уширение,
возможно разрушение оболочки вследствие раскрытия верти-
кальных трещин аналогично разрушению цилиндрической обо-
лочки, сдавливаемой по торцам. Если оболочка не закреплена в
вершине, слабо армирована в кольцевом направлении, она может
разрушиться из-за действия изгибающих моментов в кольцевых
сечениях оболочки. При недостаточном продольном армирова-
нии разрушение может наступить вследствие разрыва продоль-
ной арматуры; при значительном продольном армировании обо-
лочка может разрушиться из-за раздробления сжатой зоны бе-
тона в пластическом шарнире. Если вершина оболочки не
заделана в ростверке, при действии горизонтальной нагрузки
возможно образование одного пластического шарнира, располо-
женного ниже уровня грунта; если вершина оболочки заделана
в ростверке, то в зависимости от длины оболочки возможно об-
разование одного или двух пластических шарниров. Один шар-
нир образуется, если оболочка короткая и при действии горизон-
тальной силы ее нижний конец поворачивается в грунте. Если
оболочка длинная, вследствие ее заделки в грунте произойдет
параллельное перемещение верхней части относительно нижней,
и образуются два пластических шарнира. В обоих случаях один
пластический шарнир образуется выше уровня грунта.
Во всех описанных случаях разрушения свай давление грун-
та благоприятно сказывается на увеличении прочности оболоч-
ки, как это будет показано ниже.
Указанными схемами охватываются все основные формы раз-
рушения свай-оболочек рациональных типов, применяемых в на-
стоящее время.
Методика расчета
Расчет свай-оболочек производим кинематическим способом
метода предельного равновесия. Принимаем, что деформации
оболочек до исчерпания их несущей способности настолько
малы, что можно пренебречь изменением геометрических раз-
меров. Рассматриваем сваю-оболочку в предельном состоянии,,
когда она в связи с развитием пластических шарниров превра-
76
щается в систему с одной степенью свободы, способную под дей-
ствием минимальной нагрузки совершать движение как меха-
низм.
Задаваясь величиной возможного перемещения А= 1, опреде-
ляем на возможных (виртуальных) перемещениях работу внеш-
ней нагрузки и внутренних сил. Из условия равенства этих работ,
задаваясь одной из возможных схем разрушения и наиболее
вероятным расположением пластических шарниров, вычисляем
величину разрушающей внешней нагрузки. Минимальную вели-
чину разрушающей внешней нагрузки находим, смещая места
расположения пластических шарниров и находя такое их поло-
жение, при котором усилие разрушения наименьшее.
Рис. 20. Расчетные схемы трубчатых свай;
а, в — при действии вертикальной нагрузки; б—д — при действии горизонтальной нагрузки.
Внешней нагрузкой для свай-оболочек считаем, в зависи-
мости от принятых схем, внешнее горизонтальное или вертикаль-
ное усилие, а также отпор грунта q2 и #3, противодействующий
работе внешней нагрузки и уменьшающий ее общую величину
(рис. 20).
Работа внешней нагрузки вычисляется как интеграл по пло-
щади произведения интенсивности нагрузки на перемещения,
причем во всех случаях работа внешней нагрузки уменьшается
за счет отпора грунта,
A^q^dF — \q2,^dF. (21)
F F
В каждом отдельном случае разрушения сваи работа внеш-
ней нагрузки подсчитывается, исходя из схемы разрушения и
возможных перемещений.
77
Работа внутренних сил для всех схем разрушения склады-
вается из работы продольной арматуры в кольцевых пластиче-
ских шарнирах, работы кольцевой арматуры в вертикальных
шарнирах, а также, если возможно разрушение с вертикальны-
ми трещинами, работы кольцевой арматуры в этих трещинах.
В общем случае уравнение работы внутренних сил имеет вид
2тс 2л S I
Лй=и1 УтИп.шгп.шасг<р+п2 j d<p j TKtKadS+n3 f Мп.шгп.шаЛ, (22)
о до о
где — количество кольцевых или вертикальных пластических
шарниров;
Л4п.ш — предельный момент, воспринимаемый продольной или
кольцевой арматурой, на единицу длины пластиче-
ского шарнира;
Тк— предельное усилие, воспринимаемое кольцевой арма-
турой сваи, на единицу длины шарнира;
гп.ш — радиус сваи-оболочки (наружный или внутренний,
в зависимости от направления раскрытия шарнира);
а — угол поворота участков элементарных двуугольников
в пластическсм шарнире;
/ — длина продольного пластического шарнира;
— расстояние от точки приложения усилия Тк до грани
шарнира.
В зависимости от принятой схемы разрушения в правую часть
формулы могут входить одно, два или три слагаемых. Так, на-
пример, для схемы разрушения а в формулу войдет первое и
второе слагаемые, а для схемы б — только первое слагаемое, ко-
торое может быть преобразовано так:.,
п
Aa=^F(23)
t=l г
где F — площадь сечения продольного f-ro стержня;
z£— плечо внутренней пары сил.
Для подобной схемы разрушения слабоконической сваи-обо-
лочки в формулу (23) необходимо вводить несущую способность
стержней с учетом их наклона. Приравнивая работы внешней
нагрузки и внутренних сил, находят величину разрушающего
усилия.
В случае, если свая-оболочка имеет небольшую толщину
стенки и малый процент кольцевого армирования, возможно ее
разрушение по схемам а, б, в на рис. 20. Расчет прочности ве-
дется по методике А. Р. Ржаницына [27]. Вдоль оси сваи на
некоторой глубине от поверхности грунта образуются цилиндри-
ческие шарниры текучести, а в поперечном сечении возникают,
по определению А. Р. Ржаницына, сосредоточенные продольные
деформации удлинения и сжатия. Отдельные части сваи-оболоч-
78
ки (количество их зависит от схемы разрушения, и, как пока-
зали эксперименты, равно 4 или 5), работают на изгиб и круче-
ние как тонкостенные стержни с недеформируемым контуром
сечения.
В связи с этим напряженным состоянием в сечениях отдель-
ных частей сваи-оболочки образуются изгибно-крутильные шар-
ниры текучести.
Относительный угол закручивания среднего поперечного сечения
2 ср
равен -у- при повороте половины среднего сечения на угол ср вокруг
мгновенного центра вращения А.
Сосредоточенные удлинения (по А. Р. Ржаницыну)
q = 4фсод
(24)
где (Од — секториальная координата рассматриваемой точки сечения,
т. е. удвоенная секториальная площадь, ограниченная
радиусами-векторами и дугой круга сечения;
I — длина продольного шарнира.
Радиусы-векторы проводятся из полюса А в рассматриваемую
точку контура сечения оболочки Б и некоторую начальную точку В.
Координата сод в зависимости от положения точки А выражается
формулой
«л^^о + ^у, (25)
где (о0 — секториальная координата, отсчитанная из полюса 0;
у — расстояние от рассматриваемой точки до горизонтальной
оси, проходящей через точку Л4;
а — расстояние от точки 0 до центра вращения А.
Равнодействующие продольных напряжений сг+ и в сечении
оболочки определяют положение точки /И, которая делит сечение
оболочки в отношении этих напряжений.
Работа внутренних сил складывается из работы в продольных
шарнирах и работы продольных деформаций среднего сечения,
Ла=—2<р/тт —f ат соо^У (26)
i=i 1 I \J a J )
В уравнении (26) ог может принимать положительные и отри-
цательные значения в зависимости от знака деформаций:
— о+ [ Э dF-'ra? J Э dF. (27)
Работа внешних сил, распределенная по поверхности сваи-оболочки,
заменяется равнодействующими и R2 (разрушающей и препятст-
вующей разрушению).
Из равенства суммы работ внешних и внутренних сил нулю
получаем
/?1=^2+—’—2 тт- "1—QTydF-------------5— f от (&cdF\ (28-
а — с i=i 1 I2 \J a — cJ /
79
При mT ! (jTa)cdF свая-оболочка может разрушиться без об-
/2 *
разования продольных пластических шарниров, а при невыполнении
условия — с образованием продольных шарниров. Вид грунта также
может оказать влияние на схему разрушения из-за изменения вели-
чины
Несущую способность по грунту цилиндрических свай с уши-
рением и слабоконических свай можно определять по форму-
лам, приведенным выше для призматических свай с уширением
и трапецеидальных.
Результаты расчетов трубчатых свай удовлетворительно схо-
дятся с данными полевых испытаний, проведенных в Тюменской
области.
Для забивки свай с уширениями в лаборатории предложен
способ с использованием инвентарной трубы, позволяющей
уплотнять засыпку пазух над уширениями (рис. 21).
Как известно, одним из нерешенных вопросов применения
трубчатых свай и свай-оболочек в условиях слабых водонасы-
щенных промерзающих грунтов северных районов является за-
щита верхней части свай от разрушения из-за морозного пуче-
ния грунта или воды, заполняющих сваю. Наиболее надежный
способ защиты — заполнение свай-оболочек в пределах глубины
80
промерзания монолитным бетоном. Однако это связано с боль-
шим расходом бетона и появлением «мокрых» процессов, вы-
полнение которых затруднено в условиях северных районов.
Нами предложен простой и экономичный способ заполнения
полости сваи, исключающий ее разрушение и не требующий
больших затрат материалов. При этом способе после забивки
сваи-оболочки через верхнее
отверстие в сваю опускается
емкость, изготовленная из ре-
зины, пластмассы, алюминия
или кровельной стали (рис. 22).
Закрепление емкости может
быть осуществлено путем на-
дувания, если емкость выполне-
на из растягиваемых материа-
лов, или установкой на специ-
альные упоры, если емкость
сделана из жестких материа-
лов. Длина емкости должна
быть такова, чтобы ее низ
располагался ниже глубины
промерзания. Применение та-
ких емкостей позволит полно-
стью избавиться от трещино-
образования и разрушения
свай-оболочек.
На основании лабораторных
и натурных испытаний разрабо-
таны конструкции железобе-
тонных трубчатых свай рацио-
нальной формы. К ним отно-
Рис. 22. Схема противопучинистого
заполнения сваи:
1 — ростверк; 2 — свая; 3 — заполнение.
сятся сваи с удлиненным вогнутым ножом, с закрытым и с от-
крытым уширением и слабоконические (рис. 23). Рекомендуется
длина свай до 12 м без стыковки. Высота уширения йу или ножа
,АН назначается в зависимости от диаметра свай и составляет
(1-2) D.
Диаметр Di может быть от 0,3 до 1,2 м. Диаметр слабокони-
1
2
ческих свай у острия принимается равным
£>i,
но не
менее 0,1 м. Если сваи применяются в энергетическом строитель-
стве, толщина сплошного участка h{ вычисляется из условий
заделки болта, а длина болта — в соответствии с конструкцией
опорной части сооружения.
Конструкции свайных ростверков
Для соединения колонны со сваей, для передачи нагрузки от
сооружения на сваи и для обеспечения совместной работы свай
по верху устраивается ростверк. Сваи располагаются в ростверке
б А. Тетиор
81
равномерно, на одинаковых расстояниях, что облегчает произ-
водство работ. Минимальное расстояние между осями висячих
свай — не менее 3 диаметров или сторон поперечного сечения
сваи и не менее 0,6 м. Сваи-стойки могут быть забиты на любых
расстояниях, определяемых их несущей способностью и возмож-
ностью погружения до прочного грунта.
Рис. 23. Конструктивные схемы трубчатых свай:
а — свая с удлиненным вогнутым ножом; б — свая с открытым уширением; в — свая
с закрытым уширением; г — слабоконическая свая.
Сваи в ленточных фундаментах располагаются рядами или
в шахматном порядке в зависимости от ширины ростверка и на-
грузок на него.
Монолитные ростверки выполняются из бетона марки не ниже
150, сборные железобетонные — из бетона марки не ниже 200.
На рис. 24 показаны конструкции свайных ростверков под
колонны. Ширина ленточных ростверков должна быть не менее
400 мм, а высота — не менее 300 мм, причем сваи заделываются
в ростверк на различную величину в зависимости от приходящих-
ся на них нагрузок:
82
а) при воздействии только вертикальных вдавливающих на-
грузок голова сваи заделывается в ростверк не менее 5 см, а ар-
матура — не менее 25 см\
б) при действии горизонтальных сил, вертикальных выдерги-
вающих нагрузок ствол сваи заделывается на глубину не менее
10 см, а арматура — не менее 40 см, но не менее 30 диаметров
стержней продольной арматуры.
Рис. 24. Свайные ростверки на трубчатых сваях:
а, б, в, г — ростверки стаканного типа; д — свая-колонна; 1 — колонна; 2— свая; 3 — утол-
щение ствола, или пробка; 4 — окна в стенках сваи; 5 — бетон.
Наиболее эффективно применение свай-оболочек под отдель-
ные колонны или сваи-колонны (см. рис. 24). Самым индустри-
альным стыком стаканного типа сваи-оболочки с колонной явля-
ется стык, показанный на рис. 24, а и предложенный в Баш-
НИИСе. В этом случае при изготовлении сваи-оболочки формует-
ся стаканная часть с отверстием, служащим для прохода возду-
ха. После забивки в стакан устанавливается и замоноличивается
колонна.
На рис. 24, б, в, г показаны схемы ростверков, бетонируемых
после забивки свай. Для бетонирования и связи монолитного
бетона стаканной части со сваей может быть оголена арматура
ствола (см. рис. 24,6), устроены специальные проемы в стенках
сваи (см. рис. 24, в) или заполнена внутренняя полость несжи-
маемым материалом, обеспечивающим восприятие вертикальной
нагрузки от колонны (см. рис. 24, а).
Эффективно применение свай-колонн из оболочек, показан-
ных на рис. 24, д, опыт внедрения которых описан ниже.
При строительстве подстанций вблизи г. Сургута применены
сваи-колонны конической формы, а также трубчатые сваи кони-
ческой формы и с уширениями. Интересно устройство свай-ко-
лонн из обрезков опор ЛЭП. При строительстве Сургутской под-
станции 220 кв в 1969 г. оказалось, что недостает стоек УСО-1.
6*
83
По рекомендации лаборатории оснований и фундаментов Ураль-
ского промстройниипроекта стойки УСО-1 были заменены обрез-
ками стоек СН-3. Опоры линейных порталов ОРУ-НО монтиру-
ются из унифицированных железобетонных центрифугированных
стоек СН-3, длина которых 22,6 м. Проектная высота железобе-
тонной части линейных порталов равна 14 ж, а с учетом заглуб-
ления в грунт длина стоек для порталов равна 17 м. Поэтому
перед установкой стоек СН-3 производится обрубка их верхней
части. Длина получаемых при этом обрезков равна 5,5—5,6 м,
з. е. на 30—50 см больше стоек УСО-1. Обрезки не находили
применения в строительстве, и в районе подстанции их скопилось
свыше 100 штук.
В соответствии с рекомендациями обрезки стоек СН-3 уста-
навливались с помощью сваебойного агрегата СА-12. Для за-
бивки стоек был применен навесной оголовок, разработанный
лабораторией оснований и фундаментов и изготовленный ремонт-
ными мастерскими механизированной колонны № 14 треста
«Уралэлектросеть».
Оголовок крепился к стационарному оборудованию сваебой-
ного агрегата СА-12 с помощью тяг, на что затрачивалось 10—
15 минут. Стойки забивали до проектной отметки, затем бетон
верха стойки разбивали на высоту 5 см, а очищенную от бетона
арматуру обрезали. На 2 см ниже проектной отметки верха стой-
ки приваривали полосовую сталь, согнутую в виде обруча, а
сверху приваривали заглушку. Для защиты от коррозии после
монтажа оборудования металлические части оголовка окраши-
вали масляной краской, а щель между обручем и бетоном заде-
лывали раствором. В результате применения обрезков стоек СН-3
были вовремя сданы опоры оборудования на ОРУ-220 и получена
экономия в размере 14 тыс. руб.
Благодаря применению сваебойного агрегата отпала необхо-
димость в следующих земляных работах: бурении котлованов под
стойки, подготовке дна котлованов (трамбовке грунта и укладке
бетонного основания), обратной засыпке пазух.
Выполненная работа показала возможность применения ути-
лизированных центрифугированных стоек в качестве опор под
оборудование.
Буронабивные сваи с уширениями и шлицевые
фундаменты
При строительстве на плотных грунтах на Урале и в Тюмен-
ской области эффективны буронабивные сваи, технология изго-
товления которых практически не усложняется в неоднородных
грунтах. Наряду с этим преимуществом по сравнению с забив-
ными сваями буронабивные сваи позволяют снизить расход арма-
туры, повысить несущую способность на одну сваю, легко произ-
84
водить усиление фундаментов. Согласно опыту применения буро-
набивных свай в тресте «Свердловскпромстрой», наилучшие по-
казатели по расходу бетона на единицу несущей способности
имеют сваи с одним или с несколькими уширениями. Сваи с од-
ним нижним уширением эффективны, если это уширение опи-
рается на плотный грунт, т. е. свая работает как стойка. Это
возможно, если подстилающие прочные слои грунта расположе-
ны на небольшой глубине — не более 4—6 ж. Когда слабый
Рис. 25. Схема производства работ при устройстве набивных свай с ушире-
ниями:
а — выбуривание скважины; б — разбуривание уширений и удаление грунта; в — осмотр
готовой скважины и бетонирование; г ~ монтаж армокаркаса; д — бетонирование верка
сваи; е — монтаж сборной сваи; ж — сборно-монолитная свая.
грунт имеет большую мощность, нижнее уширение располагается
в менее прочных слоях грунта и свая работает как висячая.
В этом случае, как показал опыт Свердловскпромстроя и лабо-
ратории оснований и фундаментов, эффективны сваи с несколь-
кими уширениями по высоте (сваи с профилированной поверхно-
стью). Изготовление этих свай в Свердловскпромстрое показано
на рис. 25.
Модернизированная буровая установка БКГМ-63, выпускае-
мая Алапаевским машиностроительным заводом, вначале выбу-
ривает скважину глубиной до 5,5—6 м. Затем при помощи уши-
рителя, расположенного на одной оси с буром, на заданных
глубинах выбуриваются уширения. Осыпающийся при этом в
нижнюю часть скважины грунт извлекается затем буром. Для
осмотра состояния готовой скважины, по предложению сектора
фундаментов, используется прибор РВС, предназначенный для
осмотра внутренней поверхности труб. Если свая работает на
вдавливающие нагрузки, она бетонируется без армокаркаса.
При действии на сваю изгибающих моментов армокаркас ста-
85
вится только в верхней части сваи, в зоне действия моментов.
Сваи, применяющиеся в анкерных фундаментах, армируются на
всю высоту без учета работы бетона на растяжение. После бето-
нирования сваи в верхней части ставится опалубка и в зависи-
мости от вида опирающейся конструкции формуется голова сваи.
В зимнее время или для ускорения твердения бетона исполь-
зуется электропрогрев. Для бетонирования применяют литой
бетон М200 (иногда М300) или вибрируют бетон глубинными
вибраторами.
Буровой механизм, применяющийся в тресте «Свердловск-
промстрой», разработан главным технологом треста В. Л. Сме-
лянским. Для изготовления буровых свай с одним или с несколь-
кими уширениями могут быть использованы и другие типы буро-
вых установок. Имеющиеся установки позволяют получать сваи
диаметром 0,4 и 0,5 м с уширениями диаметром 0,8 и 1,0 м.
В. Л. Смелянским разработан также виброуплотнитель, уплот-
няющий бетон в свае более эффективно, чем глубинные вибра-
торы.
Первые полевые испытания этих свай показали определенные
преимущества устройства 3—4 уширений по высоте ствола.
Для повышения технологичности и сборности набивных свай
в условиях Урала в лаборатории оснований и фундаментов раз-
работан и экспериментально проверен способ устройства сборно-
монолитных свай (см. рис. 25). После бурения ствола и нижнего
уширения в скважину на высоту уширения заливают бетон, за-
тем при помощи крана опускают сборную призматическую сваю,
которая под действием собственного веса погружается в бетон.
Пространство вокруг сборной сваи заполняют песком или грун-
том с уплотнением его обсадной трубой. Если скважина имеет
небольшой диаметр, возможна забивка трубчатой сваи без зазора
между стенками скважины и сваей.
Этот способ имеет некоторые преимущества в условиях Урала:
не требуется электропрогрев бетона, можно применять сборные
сваи одинаковой длины без срубки голов свай. Если зазор меж-
ду сваей и стенками скважины засыпать непучинистым материа-
лом, а ствол сваи изолировать от смерзания с грунтом, можно
получить конструкцию, не подверженную пучению при незначи-
тельных вдавливающих нагрузках (например, в опорах ЛЭП).
В ФРГ и Индии буронабивные сваи с несколькими уширения-
ми по высоте также используются для снижения расхода бетона.
В Индии такие сваи применяются также в глинистых набухаю-
щих грунтах, чтобы исключить вертикальные деформации зданий
от набухания грунта основания [10].
Проведенными опытами установлено, что в одинаковых грун-
товых условиях сваи с определенным шагом уширений по высо-
те имеют такую же несущую способность, как и набивные сваи
|без уширений с диаметром, равным диаметру уширений (рис. 26).
Лабораторией оснований и фундаментов проведены широкие
86
полевые и лабораторные исследования работы свай с одним и с
несколькими уширениями по высоте.
Исследовалась несущая способность свай с целью определе-
ния оптимальных размеров конструкций, области применения по*
инженерно-геологическим условиям, а также уточнения методики
расчета этих свай в региональных условиях Урала. Наряду с
полевыми были проведены исследования на крупномасштабных
моделях. Одной из главных задач опытов было нахождение рас-
пределения нагрузки между стволом и каждым из уширений.
Для этого внутри ствола моделей около уширений наклеивали
тензодатчики, которые фиксировали деформации ствола при
каждой ступени нагрузки. Диаметр ствола моделей 40 мм, диа-
метр уширения 120 мм, длина моделей 80 и 120 см, т. е. масштаб
модели по отношению к натурным сваям длиной 8—12 м соста-
вил 1 : 10.
Опытами была установлена роль каждого уширения в общей
несущей способности сваи. При первых ступениях нагрузки уши-
рения на моделях всех типов слабо включаются в работу, а при
дальнейшем нагружении уширения воспринимают большую
часть нагрузки:
свая с одним уширением при предельной нагрузке восприни-
мает боковой поверхностью 28—30%' нагрузки, а 70—72% на-
грузки приходится на уширение;
в свае с двумя уширениями сразу включается в работу верх-
нее уширение и при загружении оно воспринимает значительную
часть нагрузки. При нагрузках, близких к расчетной и предель-
ной, на верхнее уширение приходится 64—70% нагрузки, на ниж-
нее — 24—12% и 12—18% воспринимается боковой поверхно-
стью;
в свае с тремя уширениями наиболее эффективно работает
верхнее уширение. При максимальной степени загружения уси-
лия в свае распределяются следующим образом: на верхнее
уширение приходится 79%; на среднее — 13%, нижнее — 1%,
на боковую поверхность — 7%.
Для моделей длиной 120 см получили следующее распреде-
ление напряжений. Для свай с одним и двумя уширениями зна-
чительного изменения характера графика по сравнению с мо-
делью длиной 80 см не наблюдается, для свай с тремя ушире-
ниями графики существенно отличаются.
При предельной нагрузке свая с одним уширением восприни-
мает пятой 96—98% нагрузки, а боковой поверхностью — 2—4%.
В свае с двумя уширениями в работу сразу включается верхнее
уширение. По мере увеличения нагрузки усилия несколько пере-
распределяются, оба уширения несут приблизительно равную
нагрузку, а при предельной нагрузке нижнее уширение работает
даже более интенсивно. Нижнее уширение воспринимает 55%
нагрузки, верхнее — 32%, боковая поверхность — 13%. В свае-
с тремя уширениями значительно возрастает роль нижнего уши-
87
Рис. 26. Результаты испытаний свай
с уширениями:
а — набивная свая без уширений; б — на-
бивная свая с четырьмя уширениями; в —
график испытаний свай без уширений (7)
и с четырьмя уширениями (2).
рения. При предельной нагрузке верхнее уширение несет 22%'
нагрузки, среднее и нижнее — по 36% и боковая поверхность —
6%.
Из приведенных данных можно сделать вывод, что при оди-
наковых диаметрах ствола и уширения, но при разной длине мо-
делей существенное значение имеет шаг уширений. При нагру-
жении сваи под каждым уширением создается зона деформации
грунта. Если шаг уширений мал, то зоны деформации наклады-
ваются одна на другую и нижнее уширение оказывается в невы-
годнейшем положении. Так было при испытании моделей свай
длиной 80 см с тремя уширениями, нижнее уширение почти пол-
ностью было выключено из работы. Совсем иную картину полу-
чили для модели длиной 120 см с увеличенным вдвое шагом
уширений. Уширения в грунте работали довольно равномерно,
наложения зон деформаций не наблюдалось.
Таким образом, изменяя расстояние между уширениями, мож-
но получить различную несущую способность сваи при одинако-
вых остальных ее параметрах.
Лабораторные опыты по определению послойной депланации
грунта вблизи свай подтвердили сделанные выводы о роли уши-
рений в несущей способности сваи. Целью натурных опытов было
установление количественных зависимостей между шагом и диа-
88
метром уширений и несущей способностью свай и проверка лабо-
раторных данных.
Натурные испытания проводились лабораторией оснований
и фундаментов в 1967 г. на строительной площадке СНИЭТИ
и в 1969—1970 гг. на площадке экспериментальной базы
Уральского промстройниипроекта. При выборе площадок для
испытаний руководствовались стремлением иметь в пределах
расположения свай однородные по физико-механическим свой-
ствам грунты. По данным инженерно-геологических изысканий,
опытные площадки характеризовались достаточно ровным
залеганием слоев, грунты были однородны в пределах слоя.
Верхний слой был представлен элювиальными суглинками твер-
дой консистенции мощностью до 1,5 м. Ниже залегали суглини-
стые сапролиты хлорито-серицитовых сланцев, маловлажные и
влажные, твердой консистенции, мощностью слоя до 10 м. Мо-
дуль деформации, по испытаниям грунта статической нагрузкой,
был равен 200—230 кг)см2. Согласно СНиП II—Б.. I — 62 можно
принять нормативное давление на сапролиты 2,5 кг)см2.
Для получения более точных инженерно-геологических дан-
ных площадок трест «УралТИСИЗ» провел исследование грунтов
статическим зондированием до глубины 9 м. Использовалась раз-
работанная трестом установка УСЗК-З со стандартным зондом
диаметром 36 мм, площадью основания конуса 10 см2, углом
при вершине 60°.
По данным статического зондирования, удельное сопротивле-
ние на конус возрастало от 5,6 кг!см2 на глубине 0,5 м до
Рис. 27. Натурные испытания набивных свай с уширениями:
а — графики зависимости осадки от нагрузки; б — инженерно-геологические условия пло-
щадки испытаний (линиями показано разделение грунта по сопротивлению зондирова-
нию); 1 — свая без уширений; 2—6— сваи с уширениями; т. з.— точка зондирования.
89
114 кг/см2 на глубине 8,75 м (рис. 27). В 3-й скважине в интер-
вале 5—7 м наблюдалось резкое повышение удельного сопротив-
ления конуса вследствие наличия в грунте корочек опала.
Опытные сваи с одним, двумя и тремя уширениями испыты-
вались статической нагрузкой на вдавливание, выдергивание и
горизонтальную нагрузку в сравнении со сваей без уширений
(см. рис. 27). Двукратная повторяемость опытов позволила с
достаточной уверенностью сделать выводы о влиянии количества
уширений на несущую способность свай.
Несущая способность сваи с одним уширением в 1,5—1,6 раза
выше, чем сваи без уширений. Устройство второго уширения
увеличило несущую способность еще в два раза. Это увеличение
зависит от шага между уширениями. Увеличение шага уширений
привело к повышению предельной нагрузки на сваю. Технико-
экономические показатели свай приведены в табл. 14.
Таблица 14. Технико-экономические показатели свай по результатам
испытаний 1967 г.
Номер
сваи
Характеристика сваи
Расход материалов
бетон сталь
Предельное
сопротивле-
ние
свай
Расход бето-
на на 1 т
предельного
сопротивле-
ния
м* % кг %
г % JH3 %
1
2
3
4
5
СИ-0 без уширений
СИ-1 с одним уширением
СИ-2-1а с двумя уши-
рениями с шагом 70 см
СИ-2-2А с двумя уши-
рениями с шагом 140 см
СИ-3 с тремя уширени-
ями
0,691
0,755
0,839
0,839
0,914
91
100
111
111
121
58 100
58 100
58 100
58 100
58 100
16
28
40
60
47
57 0,043
100 0,027
143 0,021
159
100
78
214 0,014 51
168 0,020 72
Примечания: 1. Данные вычислены по результатам испытаний при предельно
допустимой осадке, принятой по СНиП. 2. Армирование принято для всех свай
одинаковым из расчета возможности работы на выдергивание.
Натурными испытаниями в 1969—1970 гг. было установлено
значительное увеличение несущей способности при действии
горизонтальных и выдергивающих нагрузок путем устройства
второго уширения на свае.
Как видно по данным табл. 14, устройство третьего уширения
не привело к увеличению несущей способности. Это объясняется
небольшой длиной сваи. Испытания 18 опытных свай, проведен-
ные в 1969 г., показали целесообразность устройства третьего
уширения при длине свай более 6 м. Лабораторными'исследова-
ниями на крупномасштабных моделях установлено, что опти-
мальное количество уширений прямо пропорционально общей
длине сваи и диаметру уширений. Оптимальный шаг уширений
h2 равен удвоенному диаметру уширений D2.
90
Несущую способность буронабивной свай с одним уширени-
ем в нижней части можно рассчитывать по формуле СНиП П-Б.
5—67
P^=km + и 2 (29)
где k — коэффициент однородности грунта, принимается й=0,7;
т— коэффициент условий работы, принимается т=1;
и — периметр поперечного сечения ствола;
m.f— коэффициент, зависящий от способа образования скважины
и ствола, принимаемый по табл. 4 СНиП;
/z — толщина отдельных слоев, пройденных сваей;
— нормативное сопротивление по боковой поверхности сваи
для отдельных слоев грунта, принимаемое по табл. 2
СНиП;
F — площадь опирания уширенной пяты на грунт;
7?к — нормативное сопротивление грунта под подошвой сваи, при-
нимаемое по табл. 6 СНиП.
Сопротивление грунта по боковой поверхности учитывается
только на участке от верха сваи до места пересечения ствола с
поверхностью воображаемого конуса, имеющего в качестве обра-
зующей линию, касающуюся края уширения под углом ф/4 к оси
сваи, где ф—среднеарифметическое значение угла внутреннего
трения грунта в пределах указанного конуса.
Исходя из результатов
лабораторных и натурных
исследований, набивные сваи
с несколькими уширениями
по высоте можно рассчиты-
вать двумя методами: с уче-
том среза грунта по цилинд-
рической поверхности диа-
метром D2 и без учета этого
среза (рис. 28).
При шаге уширений h2,
равном или меньшем удвоен-
ного диаметра уширения D2,
срез происходит по цилинд-
рической поверхности радиу-
сом D2 (см. рис. 28, а). Не-
Рис. 28. Расчетные схемы бурона-
бивных свай с уширениями по вы-
соте:
а — схема при срезе грунта по боковой
поверхности с диаметром В2; б — схема
при срезе грунта по боковой поверхно-
сти ствола.
91
сущая способность сваи с уширениями определяется как для
сваи без уширений с диаметром ствола, равным диаметру уши-
рения,
Р=km (KHF+и 2 fi h). (30)
Здесь приняты те же обозначения, что и в формуле (29), но пе-
риметр и определяется как для сваи диаметром D2.
Если расстояние между уширениями h2 больше удвоенного
диаметра уширения D2, расчет можно производить без учета
среза по цилиндрической поверхности диаметром D2. Несущая
способность сваи складывается из сопротивлений по торцам
уширений и по боковой поверхности между уширениями,
km (2 R-Ft+и 2 , (31)
где k, т, и, tnf, ft, lt— см. формулу (29);
R“ — нормативное сопротивление грунта под
f-ым уширением;
Fi — площадь f-ого уширения, принимается для
нижнего уширения равной его площади
в месте наибольшего диаметра, а для
верхних уширений — за вычетом площади
ствола сваи.
Для более точного определения несущей способности свай
с уширениями в условиях глинистых грунтов Урала, характери-
зующихся неравномерной сжимаемостью в пределах одной пло-
щадки, перед началом строительства необходимо проводить ста-
тические испытания. Расчетную нагрузку на сваю рекомендуется
принимать равной нагрузке, при которой осадка сваи находится
в пределах до 8 мм. При этом осадка от предельной нагрузки,
равной частному от деления расчетной нагрузки на коэффициент
k = 0,6, не должна превышать 40 мм.
Сваи с несколькими уширениями по высоте можно применять
в ленточных ростверках под кирпичные или панельные стены в
качестве фундаментов одно- и двухветвевых колонн промышлен-
ных зданий (рис. 29). Шаг I между сваями в ленточном роствер-
ке определяется как для обычных набивных свай, диаметр кото-
рых принимается равным диаметру уширения Dy. Если на колон-
ну промышленного здания действуют большие горизонтальные
усилия, рекомендуется применение наклонных свай (см.
рис. 29, в). Угол наклона свай а определяется техническими
характеристиками бурильной установки, но не следует прини-
мать его менее 75°. Требования к закреплению головы в рост-
верке для буронабивных свай с несколькими уширениями анало-
гичны требованиям для обычных буронабивных свай.
Шлицевые фундаменты
Как изложено выше (см. гл. I), в геологических условиях
Среднего Урала кора выветривания имеет переменную толщину.
92
В связи с этим при устройстве ленточных и столбчатых фунда-
ментов толщина сжимаемой зоны под подошвой фундаментов
обычно непостоянна. Это вызывает разные осадки фундаментов
одного сооружения, что ведет к появлению трещин в фундамен-
тах и вышележащих конструкциях. В результате снижается дол-
говечность и надежность зданий, может быть нарушена их нор-
мальная эксплуатация.
а
Рис. 29. Конструктивные решения свайных ростверков:
а — ленточный ростверк; б — свая под одноветвевую колонну; в — свайный ростверк под
двухветвевые колонны.
Неравномерную осадку фундаментов можно устранить путем
опирания подошвы на несжимаемое или малосжимаемое основа-
ние. Подошва ленточных фундаментов должна иметь криволи-
нейный профиль, повторяющий профиль нижней части коры вы-
ветривания или кровли скальных (рухляковых) пород.
В грунтовых условиях Среднего Урала могут применяться
шлицевые фундаменты как ленточные фундаменты стен жилых
и гражданских зданий.
Шлицевые фундаменты широко применяются в следующих
случаях:
при устройстве подпорных стен в грунте с последующей раз-
работкой котлована с одной стороны стены;
при устройстве фундаментов разнообразной формы в плане;
для бетонирования стен резервуаров;
93
для создания водонепроницаемых стен в земляных плотинах;
при ведении строительных работ в стесненных условиях на
застроенных городских территориях.
В грунте разрабатывается узкая глубокая траншея с ровны-
ми стенками, в которой бетонируют фундамент. Для разработки
траншеи (шпицы) с ровными стенками применяют специальные
многоковшовые экскаваторы или грейферы, в которых два ков-
ша раскрываются в противоположные стороны.
Рис. 30. Шлицевые фундаменты;
а, б, в, г, д — схемы фундаментов; е — расчетная схема открытого котлована; ж — рас-
четная схема шлицевого фундамента; / — блоки; 2 — бетон; 3 — скальное основание.
В условиях Среднего Урала для устройства шлицевых фун-
даментов можно применять многоковшовые экскаваторы типа
УМ-1, РМЦ-2, а также обычные экскаваторы. Недостатком обыч-
ных экскаваторов является то, что стены траншеи получаются
неровными.
После частичного оголения шлицевого фундамента в подпор-
ных стенах или в зданиях с подвалами необходимы дополнитель-
ные отделочные работы. Многоковшовые или роторные экска-
ваторы разрабатывают траншеи с ровными стенами, поэтому
94
после оголения фундаментов получается готовая под окончатель-
ную отделку (покраску или побелку) поверхность.
В условиях Среднего Урала траншеи шлицевых фундаментов
должны разрабатываться таким образом, чтобы на дне траншей
располагались плотные, малосжимаемые грунты — рухляки,
крупнообломочные и скальные грунты. Шлицевый фундамент
должен иметь неровную подошву, по всей длине опирающуюся
на малосжимаемый или несжимаемый грунт (рис. 30). Для та-
ких фундаментов не требуется устройство уширенной подошвы
даже при строительстве зданий повышенной этажности.
Расчет шлицевых фундаментов слагается из расчета устой-
чивости открытого котлована (см. рис. 30) и расчета прочности
фундамента по грунту.
Устойчивость открытого котлована (шлицы) определяют с
учетом снижения давления грунта у дна котлована.
Расчет шлицевого фундамента по грунту выполняют по фор-
мулам расчета набивных свай, исходя из расчетной схемы, при-
веденной на рис. 30. Несущая способность основания шлицевого
фундамента слагается из сопротивлений по подошве и по боко-
вой поверхности. Из сопротивления по подошве вычитается бы-
товое давление грунта.
Глава III. ФУНДАМЕНТЫ ОБЛЕГЧЕННОГО ТИПА
Фундаменты промышленных зданий
В практике промышленного строительства широко применя-
ются монолитные столбчатые фундаменты. Сборные фундамен-
ты, несмотря на большое количество предложенных типов, не
получили широкого распространения. Это объясняется большим
весом сборных элементов, незначительным снижением расхода
бетона, увеличением веса арматуры, сложностью соединения
сборных элементов, трудностью типизации и унификации.
Для облегчения веса и уменьшения расхода бетона иногда
используются ребристые фундаменты с тонкой плитой. Однако
эти фундаменты требуют большого расхода арматуры и поэтому
применяются в редких случаях.
Наиболее полно используются прочностные свойства бетона
и арматуры в конструкциях типа тонкостенных оболочек.
Оболочки применяются во всех областях техники, в том чис-
ле и в строительстве для покрытий зданий.
Криволинейные формы типа оболочек издавна применялись
при устройстве фундаментов зданий на слабых грунтах. История
совершенствования оболочек в конструкциях фундаментов во
многом соответствует эволюции оболочек в покрытиях зданий.
Первые виды фундаментов-оболочек применялись еще до изо-
бретения железобетона и выполнялись из дерева и кирпича ана-
логично аркам, куполам и кирпичным сводам в покрытиях. Так
называемые «перевернутые» кирпичные своды устраивались в
основном при расположении зданий и сооружений на слабых,
сильносжимаемых грунтах, которым можно было придать форму
нижней поверхности оболочки вручную. На первых этапах, как
и в покрытиях, применялись оболочки наиболее простой фор-
мы — цилиндрические. Наряду с оболочками одинарной кри-
визны, служащими фундаментами зданий вместо сплошных
плоских плит, устраивались плиты с плоской нижней поверхно-
стью, имеющие криволинейную срединную линию. С развитием
производства железобетона в применении фундаментов-оболо-
чек, как и покрытий, наметился постепенный переход к конструк-
циям двоякой кривизны как наиболее жестким, экономичным,
хорошо сопротивляющимся выпучиванию.
96
Рис. 31. Схемы облегченных столбчатых фундаментов с применением оболочек:
а—гиперболический параболоид; б—мембранная оболочка; в—коническая оболочка;
г — оболочка из двух конусов.
В настоящее время в практике строительства оболочки оди-
нарной и двойной кривизны применяются не только на слабых,
но и на достаточно плотных грунтах взамен столбчатых, ленточ-
ных и сплошных фундаментов зданий.
Известно несколько видов столбчатых фундаментов-оболо-
чек (рис. 31). Наибольшее распространение получили фундамен-
ты с поверхностью двойной кривизны в форме гиперболического
параболоида (см. рис. 31, а) как наиболее экономичные.
Поверхность гиперболического параболоида образуется при
перемещении прямых, называемых образующими, по прямым
параллельным направляющим. Поверхность может быть обра-
зована и при перемещении параболы вдоль другой параболы с
противоположно направленной кривизной. Каждая точка поверх-
ности гиперболического параболоида есть точка пересечения
двух прямых. Из этого следует одно из преимуществ гиперболи-
ческого параболоида: арматура состоит из прямых стержней,
поверхность фундамента может быть получена с помощью шаб-
лона. При действии на гиперболический параболоид равномерно
распределенной нагрузки напряжения во всех точках, согласно
безмоментной теории, имеют одинаковую величину, поэтому обо-
лочка в форме гиперболического параболоида хорошо сопротив-
ляется выпучиванию. Касательные усилия, действующие в на-
правлении образующих, по безмоментной теории, во всех точ-
ках поверхности одинаковы по абсолютной величине и равны
сжимающим и растягивающим усилиям. Благодаря указанному
фундамент-оболочка может иметь незначительную толщину.
Фундаменты выполняются в виде пирамиды, четыре поверх-
7 А. Тетиор
97
Рис. 32. Разрез промышленного здания на фундаментах-оболочках.
ности которой представляют гиперболические параболоиды.
Впервые такие фундаменты применил Ф. Кандела при строитель-
стве ряда административ-
ных и промышленных зда-
ний [28]. Фундаменты-обо-
лочки, воспринимающие
вертикальные нагрузки и
изгибающие моменты от
колонн каркаса зданий,
армировались одинарной
арматурой, располагае-
мой в центре поперечного
сечения оболочки. Края
оболочки имели усилен-
ное армирование (рис.
32).
Подобные фундамен-
ты-оболочки для промыш-
ленных зданий позже бы-
ли применены и в других
странах [29]. Интересны
размеры фундаментов:
при площади 5X5 м тол-
ишттрп I шшш
Рис. 33. (А) Расчетные схемы
фундаментов:
а — мембранная оболочка; б — ги-
перболический параболоид.
98
щина составляла всего 15 см, стрела подъема равнялась 76 см.
Сравнение фундаментов облегченного типа с обычными
столбчатыми монолитными и сборными фундаментами показа-
ло, что в результате применения новых типов может быть полу-
чена экономия в материалах до 60—70% и в трудозатратах на
стройплощадке до 70%:
«Мембранные» фундаменты и гиперболические параболоиды
экономичны в условиях строительства на слабых грунтах с нор-
мативным допускаемым давлением до 1,5—1,8 кг!см2. Первые
могут применяться при небольших эксцентриситетах приложе-
ния нагрузок, вторые — для колонн с большими эксцентрисите-
тами приложения нагрузок.
Фундаменты в форме конических оболочек, опертых на плос-
кую плиту, эффективны при строительстве зданий на плотных
грунтах с нормативным допускаемым давлением свыше 2 кг[см2.
В лаборатории оснований и фундаментов исследовались ука-
занные три вида фундаментов поляризационнооптическим мето-
дом и тензометрированием. Исследования велись на железобе-
Рис. 33. (Б) Расчетные схемы фундаментов:
в, г, д — схемы разрушения фундаментов в виде конуса с плитой но нлите; е, ж,
з — схемы разрушения по конусу.
8
А. Тетиор
99
тонных крупномасштабных и натурных образцах, которые дово-
дились до разрушения. Определялись напряженно-деформиро-
ванное состояние, схемы разрушения, формы эпюр контактных
давлений, влияние формы фундамента на осадку.
Полученные схемы разрушения фундаментов позволили
предположить, что для определения минимального разрушающе-
го усилия можно применить кинематический способ расчета па
методу предельного равновесия [34].
В методе предельного равновесия рассматривалось равнове-
сие конструкции к моменту потери ею несущей способности и
перехода в изменяемую систему, когда конструкция состоит из
жестких звеньев, к граням которых приложены предельные уси-
лия. Учитывая радиальную схему разрушения опытных оболочек
на грунте, а также известное армирование, геометрические раз-
меры оболочек и характеристики материалов, можно из условия
равенства работы внешней нагрузки Aq и работы внутренних
сил Аа при достижении арматурой предела текучести для мяг-
кой стали и временного сопротивления для твердой стали опре-
делить величину разрушающей внешней нагрузки. За внешнюю
нагрузку принимали равномерно распределенное по горизон-
тальной проекции оболочки усилие q.
Ранее было установлено, что до образования трещин эпюра
контактных давлений имеет седлообразный характер, однако при
повышении нагрузки в связи с развитием остаточных деформа-
ций оболочки, образованием и раскрытием трещин и нараста-
нием прогибов контактные давления перераспределяются. Это
позволило принять в расчете равномерно распределенное по
горизонтальной проекции давление q. Придавая краям оболочки-
фундамента возможное вертикальное перемещение А= 1, опреде-
ляем работу внешней нагрузки как произведение интенсивности
нагрузки на сумму объемов фигур перемещений (рис. 33). Для
мембранной оболочки
(32)
Объем фигур перемещений для оболочки отрицательной гауссовой
кривизны составляет
2 w0-------Г л ( г2аг0 — г2агн), (33)
где а — угол поворота элементарных двуугольников в кольцевом
пластическом шарнире.
Работу внутренних сил определяем по выражению
2л 2л Sj
Aa=j dtp | T21tnadS+
0 0 0
2Л S2 2л
+ J dtp J T22^i« d$+ j dtp. (34)
oo b
100
Первый член правой части уравнения — работа нижней меридиональ-
ной арматуры, второй и третий — работы нижней и верхней коль-
цевой арматуры, четвертый — работа преднапряженной и обычной
арматуры кольца оболочки.
Установлено, что максимальные усилия растяжения возникают
на некотором расстоянии от наружного кольца, однако разрушение
оболочки происходит при раскрытии радиальных трещин до наруж-
ного края оболочки, поэтому можно считать, что кольцевые растя-
гивающие усилия могут быть восприняты арматурой кольца. Тогда
А а=2 л/вЛ4па+2 nrQHy' а, (35)
где
ЛЛ _ h°°T w Fn<yp+Fa2 CT2
/Иц —:-------, /7 =-------------,
2лгв г0
Fa — сечение стержней нижней меридиональной арматуры обо-
лочки в кольцевом пластическом шарнире;
Fa—сечение стержней ненапрягаемой арматуры кольца;
FH— сечение напрягаемой арматуры кольца;
/Иц — предельный изгибающий момент в кольцевом пластиче-
ском шарнире, приходящийся на единицу его длины;
Н — предельное усилие растяжения, воспринимаемое арматурой
кольца;
/10 — полезная высота сечения в кольцевом пластическом шар-
нире;
Отр &г2 — предел текучести меридиональной арматуры и арматуры
кольца;
Ор — временное сопротивление кольцевой напрягаемой арма-
туры.
Обозначения yj, /21, S2, ^1, показаны на рис. 33.
Приравнивая работы внешней и внутренних сил, получаем пре-
дельное равномерно распределенное давление на оболочку в момент
исчерпания ее прочности
2лгвЛ111с1-Ь 231^//)/, а
я=------------------------’ (36)
лго —ул( r20ara~ r„ar„)
Это выражение позволяет определить значение минимального раз-
рушающего . давления q, для чего задаются местом расположения
пластического шарнира и в зависимости от этого получают для
каждого случая величину q. Для облегчения этой работы можно
заменить с некоторым приближением криволинейную образующую
«мембранной» оболочки дугой круга с наружным радиусом 7?н и внут-
ренним 7?в. Тогда значение q можно определить в зависимости
от ап.ш. Изменяя ап.ш в пределах от 0—90°, получим значение
минимального разрушающего усилия q. С этой целью выразим все
переменные величины через аПшШ:
8* 101
rB = ro —^Bsinan.m, •
^Н = П> sin ^п.ш>
a = —1—, <37>
7?Hsinan.m
у;=Яв —ЯнС08ап.ш. J
Тогда
q _____T ~~~ C COS (Хп. ш (33)
Dsin2 an.m — E sin3 ап.ш ’
ГДе
л__ d__2л (Гнар+Га2 arJ/?в
/4----------, Ej — -----------------,
^41
л/?2
C=2n(FHcrp4-/?a2crr2), D=nr0RB, E=-^-.
При высоком проценте армирования оболочки и кольца фундамент
может разрушиться от воздействия внецентреннэго сжатия или попе-
речного усилия. Разрушение от поперечного усилия маловероятно,
так как образующая оболочки имгет оптимальную форму, обеспечи-
вающую восприятие максимальных поперечных сил в центре оболочки
при приближении образующей к 'вертикали. Для определения пре-
дельной сжимающей силы в радиальном направлении в сечении коль-
цевого пластического шарнира выделим из оболочки элемент, огра-
ниченный двумя меридиональными сечениями, и запишем уравнение
равновесия проекций всех внешних и внутренних сил на меридио-
нальное направление II—II (см. рис. 33, а)-.
(39)
где Тн— предельное сжимающее усилие;
qa — проекция на меридиональное усилие внешней равномерно
распределенной нагрузки, действующей на поверхность
оболочки, ограниченную кольцевым пластическим шарни-
ром и наружным кольцом;
Тв — растягивающее усилие в нижней меридиональной арматуре
оболочки.
<7а =-----р------Sin ап-ш>
cosctn>m,
(40)
F GT
тв=-^±
2лгв
Подставляя qa, На, Тв в уравнение (39), получаем
102
q ( ri. — r„ ) FHoD + F„ crT F„ oT
°---sin an.m + -2L₽-----cos ап.ш +-^-. (41)
2r0 г0 2nrB
Зная Тн, можно вычислить относительную высоту сжатой зоны
бетона при разрушении оболочки
тн-ра
где 7?и — нормативное сопротивление бетона при изгибе;
Da— усилие, воспринимаемое верхней радиальной арматурой,
.СТу'.
2лгн
Если — < g, то разрушение конструкции произойдет в растяну -
So
той зоне сечения.
Прочность сжатой зоны бетона по наклонному сечению (ап.ш)
можно оценить, вычислив поперечную силу, действующую в этом
сечении, путем проектирования всех сил на ось b — Ь, перпендику-
лярную к срединной линии оболочки:
F^ 4- Fi
(42)
О*
—- sinan.m.
(43)
(44)
Qa=q^r-~- Г---- C0San.ui . .
2r0 r0
Величину поперечной силы, воспринимаемой бетоном сжатой зоны
оболочки, можно определить по формуле А. М. Овечкина [34]
0,15лЬд/?и (sin cof+v0 sin az)
Qo .а =-------------------------
C0Z — Щ
(14-v0) sin — • 2n7?Hsinaz
p
где v0=—; coz, az— см. рис. 33, a.
Fb
Величина поперечной силы меняется в зависимости от положения
поверхности среза. Можно считать, что при условии Qa < Q6.a Раз“
рушение оболочки от среза сжатой зоны бетона исключается.
Исходя из указанного выше, получили для испытанной нами
оболочки величину разрушающего усилия 14 т, что весьма близко
к фактической разрушающей нагрузке 16,5 пг. Разница в величинах
вычисленной и опытной нагрузки, идущая в запас прочности, соста-
вила не более 18%; она может быть объяснена перераспределением
контактных давлений в процессе доведения оболочки до разрушения,
а также несколько повышенной жесткостью оболочки на упругом
основании, не учитываемой в расчете.
Для оболочки — гиперболического параболоида с обычным арми-
рованием можно также определить величину минимальной разру-
шающей нагрузки по методу предельного равновесия. Придавая
краям оболочки возможное вертикальное перемещение Д=1
(см. рис. 33, б), определяем работы внешней и внутренних сил, из
103
равенства которых получаем величину минимального разрушающего
равномерно распределенного давления q. Работа внешней нагрузки
Л=-г^2- (45)
о
Работа внутренних сил
п
Л = а 2 Fa^1;Zi sin Pz, (46)
а
где а — угол поворота участков в пластическом шарнире,
Fa. — площадь сечения отдельных стержней арматуры оболочки;
ог. — предел текучести арматуры;
— плечо внутренней пары сил;
— угол наклона отдельных стержней.
Тогда
q= —--------------. (47)
a‘j
вычисленное по этой формуле минимальное разрушающее
усилие 8,6 т отличается от фактического усилия на 20%, что объ-
ясняется перераспределением контактных давлений в процессе
доведения оболочки до разрушения, а также повышенной жест-
костью оболочки на упругом основании. Сравнительно неболь-
шая величина расхождения опытной и вычисленной разрушаю-
щей нагрузки позволяет считать предлагаемый способ расчета
приемлемым для определения прочности фундамента-оболочки.
При наличии эксцентриситета внешняя нагрузка выражается
равномерно распределенной эпюрой с ординатой, равной макси-
мальному напряжению, принимая трапецеидальное распределе-
ние напряжений под подошвой.
Фундаменты в виде конической оболочки и плиты, схемы раз-
рушения которых приведены на рис. 33, рассчитывают по методу
предельного равновесия, исходные положения которого описаны
при изложении расчета «мембранной» оболочки. Формулы для
расчета аналогичны формулам расчета фундаментов сооруже-
ний башенного типа.
Как показали исследования, фундаменты-оболочки характе-
ризуются меньшим расходом материалов по сравнению с приме-
няемыми в настоящее время столбчатыми, ленточными, сплош-
ными фундаментами и сваями. Однако получаемый выигрыш
снижается из-за трудностей в производстве работ; в ряде случаев
требуются повышенные по сравнению с обычными фундаментами
затраты труда на стройплощадке. В связи с этим наиболее эф-
фективно применение фундаментов-оболочек под большие на-
грузки или на слабых грунтах. В то же время известен ряд слу-
104
чаев, когда экономически оправданными оказывались фундамен-
ты-оболочки и в обычных условиях строительства.
Повышенная трудоемкость оболочек объясняется в основном
отсутствием специальных методов производства работ по их
устройству. До сих пор исследователи этим вопросом не занима-
лись. Нет специальных механизмов для устройства таких фунда-
ментов, тогда как обычные фундаменты и особенно свайные соо-
ружаются с использованием ряда разнообразных машин и меха-
низмов. Это обстоятельство может быть объяснено только тем,
что наука о фундаментах-оболочках сравнительно молода, широ-
кое применение их только начинается и исследовательские рабо-
ты ведутся в основном в направлении изучения напряженно-
деформированного состояния оболочек на упругом основании для
создания методов расчета.
К качеству тонких криволинейных фундаментов-оболочек
предъявляются особые требования. Опыт их изготовления пока-
зывает, что, несмотря на сложную форму, в заводских условиях
могут быть получены высококачественные изделия, трудовые
затраты и стоимость которых будут не больше, чем для плоских
и линейных элементов.
При изготовлении фундаментов-оболочек должны предъяв-
ляться особые требования к составу бетона, качеству заполни-
теля, степени уплотнения смеси. Размер зерен щебня может быть
принят 15—25 мм, максимальный размер зерен не должен пре-
вышать !/з толщины оболочки, при этом количество таких зерен
должно быть не более 25% от общего количества. Для обеспече-
ния удобоукладываемости бетона на наклонные поверхности
фундамента-оболочки необходимо применять жесткие смеси с
отношением В/Ц в пределах 0,33—0,40.
Это требование облегчается благодаря небольшой степени
армирования оболочек.
Увеличение морозостойкости бетона достигается с помощью
воздухововлекающих добавок (мылонафта, омыленного древесно-
го пека). Количество добавки принимается в зависимости от круп-
ности фракций щебня.
Для сокращения времени производства изделий необходимо
применять быстротвердеющие бетоны.
В конструкциях фундаментов-оболочек без напряженного
армирования обычно применяется арматура диаметром 8—12 мм,
поэтому может быть допущено введение хлористых солей для
ускорения твердения бетона. В напряженно-армированных фун-
даментах применение хлористых добавок не допускается.
При изготовлении каркасов необходимо учитывать общие
требования норм и технических условий производства железо-
бетонных конструкций. Для некоторых видов оболочек (склад-
чатых, цилиндрических, гиперболических параболоидов и др.)
могут быть использованы арматурные сетки, выполненные из
прямых стержней (рис. 34). В этом случае сетки изготовляются
105
на роликовых столах или на других приспособлениях с помощью
сварки.
Пространственные сетки и каркасы, служащие для армиро-
вания оболочек вращения и некоторых видов оболочек переноса,
изготовляются с применением гнутья арматуры. Для этого могут
служить металлические шаблоны и кондукторы, аналогичные
разработанным для гнутья арматуры оболочек в покрытиях.
Кольцевая арматура оболочек вращения может изготовляться
путем ее навивки на стальной или деревянный шаблон.
Рис. 34. Конструктивная схема и перспективное изображение фундамента
в виде гиперболического параболоида.
Арматурную сетку для фундаментов-оболочек в форме гипер-
болического параболоида следует расчленять на 4 части, по од-
ной части для каждой из четырех поверхностей фундамента.
Изготовление такой сетки с прямыми стержнями не представ-
ляет трудностей и осуществляется обычными способами. После
этого четыре сетки объединяются в пространственный каркас
путем сварки подвесными клещами стыкующихся стержней и
приварки стержней усиленной арматуры по периметру оболоч-
ки. Сварку сеток в пространственный каркас можно вести в мат-
рице, служащей для изготовления оболочки, или применять
специальный шаблон.
106
Радиальная арматура для «мембранной» оболочки вращения:
изготовляется при помощи гнутья в шаблоне, кольцевая арма-
тура навивается на шаблон и приваривается к радиальной арма-
туре подвесными клещами. Следует особо подчеркнуть, что воз-
можно изготовление «мембранной» оболочки без армирования
при работе ее на вертикальные усилия. Преднапряженное коль-
цо изготовляется отдельно от оболочки, и на него навивается
высокопрочная проволока. Концы навиваемой арматуры соеди-
няются с помощью любых клиновых зажимов. Преднапряжен-
ное кольцо устанавливается в матрицу, после чего бетонируется
оболочка.
Фундаменты-оболочки в форме гиперболического парабо-
лоида с напряженным армированием по периметру оболочки
могут выполняться с натяжением арматуры на упоры или
на бетон обычными способами, без специальных приспособле-
ний.
Кольцевая арматура конической оболочки изготовляется пу-
тем навивки на шаблон.
Формы для бетонирования фундаментов-оболочек должны
обеспечивать точность размеров оболочки и возможность ее вы-
емки после затвердения. Как правило, следует применять железо-
бетонные или стальные формы, как имеющие наибольшую обора-
чиваемость (до 300 раз при пропаривании и около 1000 раз без
пропаривания). Деревянные формы можно использовать при
небольшом количестве сборных элементов. Для некоторых видов
оболочек (например, для гиперболического параболоида) при
изготовлении деревянных форм следует использовать линейча-
тость поверхности оболочки. Прямые доски набиваются по пря-
мым направляющим, при этом доски слегка скручиваются, по-
этому необходимо использовать узкие доски. Форма «мембран-
ной» оболочки вращения требует изготовления деревянных
кружал.
Железобетонные и стальные матрицы для производства
столбчатых фундаментов-оболочек рекомендуется снабжать
системой паровых труб, расположенных внутри матрицы, уско-
ряющих твердение бетона.
Если фундамент будет выполняться на матрице с разравни-
ванием верхней поверхности стальным шаблоном, бетонировать
его следует в обычном положении.
Прогрессивным способом может стать виброштампование
оболочек, при котором и верхняя и нижняя поверхности форму-
ются с помощью матрицы и пуансона.
Для производства сборных железобетонных фундаментов-
оболочек непосредственно на строительной площадке могут быть
применены транспортабельные сборно-разборные матрицы, со-
стоящие из отдельных блоков.
Формование таких фундаментов осложняется тем, что они
иногда имеют кривизну в двух направлениях. Поэтому присно-
107
собления для формования плоских изделий (виброукладчики
и др.) применимы только для призматических оболочек.
Ряд фундаментов может быть изготовлен с помощью вибро-
реек, перемещаемых по направляющим. Например, можно фор-
мовать цилиндрические оболочки, расположив на виброрейке
специальный шаблон, имеющий профиль оболочки. Гиперболи-
ческий параболоид можно формовать с помощью прямой вибро-
рейки, перемещаемой по прямым направляющим.
Сплошные оболочки одинарной и двойной кривизны можно
получать при помощи скользящих виброштампов, вибропрофи-
леров, виброформователей по типу изготовления оболочек-по-
крытий.
Рассмотрим более подробно механизированный способ изго-
товления столбчатых фундаментов-оболочек в виде конуса
с плитой (рис. 35).
Коническая оболочка формуется в двойной опалубке, внут-
ренняя часть которой используется как полость для пара при
термообработке. Наружная опалубка может изготовляться цель-
ной (для бетонирования способом немедленной распалубки) или
разъемной из двух половин (для пропаривания и последующей
распалубки). В верхней и нижней частях опалубки следует
устанавливать вибраторы, облегчающие прохождение и уплот-
нение бетонной смеси.
Плиту бетонируют обычно в перевернутом положении, чтобы
тщательно отформовать место стыка ее с оболочкой. При гори-
зонтальной разрезке оболочки и плиты ее можно бетонировать
в нормальном положении.
Одним из важных вопросов применения фундаментов-оболо-
чек является разработка эффективных индустриальных методов
производства работ на стройплощадке. В настоящее время суще-
ствуют три способа производства работ при устройстве фунда-
ментов-оболочек:
с применением ручного труда;
частичное использование механизмов;
механизированное устройство фундаментов.
Производство работ вручную применяется при небольшой
глубине заложения отдельно стоящих столбчатых фундаментов
в форме конуса и гиперболического параболоида. Работы ведут-
ся в следующей последовательности:
разработка грунта по деревянному шаблону (так называемый
«перевернутый зонтик»);
покрытие грунта слоем раствора толщиной 3 см;
укладка заранее изготовленного арматурного каркаса;
бетонирование оболочки без верхней опалубки.
Наиболее распространен способ с частичным использовани-
ем механизмов. В этом случае верх котлована для сплошного
«тли столбчатого фундамента-оболочки разрабатывается при
помощи механизмов (экскаваторов, грейдеров), низ котлована
108
выравнивается по форме оболочки вручную. После этого на по-
верхность грунта укладывается оболочка (монолитная железо-
бетонная или сборная). Низ котлована для оболочки может
быть разработан вручную неточно, поэтому после установки
сборной оболочки на грунт предусматривается заполнение воз-
можных пустот между оболочкой и грунтом путем инъекции
тощего раствора в специальные отверстия в оболочке. В некото-
рых случаях механизированным способом разрабатывается кот-
лован с плоским дном, затем по дну котлована укладывается
уплотненный грунт, верхняя поверхность которого выравнивается
вручную по форме оболочки.
Выполнения котлована без затрат ручного труда в настоя-
щее время возможно только для фундаментов в виде сплошных
призматических (складчатых) оболочек. Котлован подготавли-
вается по форме оболочки при помощи автогрейдера, причем угол
наклона плит подбирается с учетом удобства работы автогрей-
дера, а также бетонирования плит без верхней опалубки. После
открытия котлована и установки арматурной сетки бетонируется
складчатая оболочка. Небольшое удорожание земляных работ
по сравнению с разработкой плоского котлована незначительно
сказывается на общей стоимости фундамента.
С целью разработки механизированных способов производ-
ства работ при устройстве фундаментов-оболочек в лаборатории
оснований и фундаментов Уралпромстройниипроекта были про-
ведены специальные исследования. Проверены некоторые спосо-
бы производства работ, позволяющие выполнять фундаменты-
оболочки из сборного железобетона, в том числе засыпка песка
внутрь оболочки при плоском котловане, разработка связанных
грунтов по форме поверхности вращения и устройство двухслой-
ного фундамента.
После установки оболочки на плоское основание из песчаного
или глинистого грунта внутрь ее через центральное отверстие за-
сыпали рыхлый песок. Уплотнение песка и заполнение всех
пустот в полости оболочки достигалось вибрированием оболочки
при помощи тискового вибратора или специально разработанного
расширяющегося вибратора. В результате вибрирования объем-
ный вес песка в полости оболочки увеличивался от 1,58 до
1,85 Совершенно необязательно равенство плотностей грун-
та в полости оболочки и ниже ее; как правило, лучше иметь по-
вышенную плотность песка в полости оболочки, что должно
благоприятно сказаться на осадке.
Проверялось уплотнение песка в полости оболочки при помо-
щи расширяющегося вибратора. Вибратор в сложенном состоя-
нии вставляется в отверстие в оболочке, затем внутри оболочки
его расширяют при помощи кронштейнов и уплотняют песок.
В настоящее время этот способ проверен в натуре при строитель-
стве двух промышленных зданий.
Для механизированной разработки котлованов в связных
Рис. 36. Схемы устройства
сборных фундаментов:
а — бурение котлована; б — уста-
новка фундамента в котлован с
плоским дном; 1 — бур; 2 — низ
котлована по форме поверхности
вращения; 3 — фундамент; 4 — за-
полнитель; 5 — котлован.
грунтах с выполнением
дна по форме нижней по-
верхности оболочки вра-
щения нами была скон-
струирована опытная ус-
тановка }. Приводом слу-
жил трехфазный элек-
тродвигатель АОП, 0,2 кет,
280 об/мин, смонтирован-
ный в горизонтальном по-
ложении на раме. Усилие
вращения передавалось
на вертикальный вал че-
рез червячный редуктор
с соотношением чисел обо-
ротов шестерни и червяка 1 :42. Вертикальный вал имел шпоноч-
ное зацепление с червячной шестерней, позволяющее свободное
вертикальное перемещение вала при вращении. Для передачи
валу возвратно-поступательного движения служило специальное
винтовое устройство. К нижней части вала были приварены
двухходовые винтовые лопасти, изготовленные из стали, режу-
щая часть которых в вертикальном сечении имела форму обра-
зующей нижней поверхности фундамента-оболочки вращения.
Винтовые лопасти вращались со скоростью 67 об/мин (рис. 36).
Опыты проводились на элювиальных суглинках различной
консистенции (В = 0,254-0,75). Вращающиеся винтовые лопасти
при поступательном движении разрабатывали грунт и удаляли
его на бровку котлована. По достижении намеченной отметки
низа котлована поступательное движение лопастей прекращали
и с помощью их вращения получали точную форму дна котло-
вана.
Для устройства двухслойного фундамента-оболочки внутрен-
нюю полость его заполняли шлаком, обработанным слабым вя-
жущим (битумом БН-IV). Чтобы фундамент установить в кот-
лован с плоским дном и снизить осадку, засыпку из шлака уплот-
няли и выравнивали до уровня краев оболочки. Расход битума
был минимальным, только чтобы шлак удержался в полости
1 Авторское свидетельство на изобретение № 227135
110
111
оболочки при ее перевозке и монтаже. Общий вес фундамента
увеличивался не более чем на 15—20%.
На основе экспериментальных и теоретических исследований
начали применять фундаменты-оболочки в практике строитель-
ства. Для зданий, расположенных на слабых грунтах, применили
фундаменты в форме гиперболического параболоида, для зданий
на плотных грунтах — фундаменты в форме конической оболоч-
ки с плоской круглой или квадратной плитой. Проекты зданий
были выполнены Уральским промстройниипроектом.
Согласно проекту, колонны опираются на фундамент и соеди-
няются с ним жестким болтовым стыком. Арматура располагает-
ся посредине сечения оболочки; по краям фундамента устанав-
ливается усиленная арматура.
Фундаменты в форме гиперболического параболоида разме-
рами в плане от 1,6X1,6 м до 4,0 X 4,2 м, глубиной заложения
1,8 м, с толщиной оболочки 80—120 мм бетонировали в деревян-
ной опалубке.
При изготовлении сборных фундаментов в центре их были
оставлены проемы размером 300x300 мм. После монтажа фун-
даментов в обычные котлованы с плоским дном и выверки их
по осям зданий внутренняя полость оболочек заполнялась через
проем крупнозернистым песком с гравием. Уплотнение засыпки
было выполнено при помощи специально сконструированного
расширяющегося вибратора, описанного выше. После извлечения
вибратора проем заделывали бетонной пробкой. Благодаря при-
менению сборных фундаментов-оболочек расход бетона на фун-
даменты был снижен в 3—4 раза. Сборные железобетонные фун-
даменты при размере в плане 4X4,2 м имели собственный вес
около 5 т, что свидетельствует о большой экономичности конст-
рукций.
Внедрение в практику строительства сборных фундаментов
в виде конической оболочки с плитой вместо монолитных столб-
чатых фундаментов также дало возможность получить значи-
тельную экономию в стоимости и трудозатратах. Эти фундамен-
ты были применены в промышленных зданиях с различными
конструктивными схемами.
Для унификации размеров фундаментов и инвентарных опа-
лубок были разработаны проектные предложения. Рабочие чер-
тежи металлических инвентарных опалубок выполнены для фун-
даментов высотой 2,0; 2,5 и 3,0 м. Предусмотрено пять типораз-
меров круглых плит диаметром от 2,5 до 4,5 ж и три типоразмера
квадратных плит: 2,3 X2,3; 2,8X2,8 и 3,2X3,2 м.
Опалубка для конической оболочки состоит из поддона кони-
ческой формы, двух бортов и стакана для колонны. Съемные
борта крепятся к поддону и соединяются между собой клиновы-
ми запорными устройствами. На поверхности бортов имеются
четыре металлические площадки для крепления вибраторов
С-413. В стыках элементов опалубки поставлены резиновые
112
.______1200
2150
Рис. 37. Фундамент пирамидального типа (показан
без плиты).
прокладки толщиной 10 мм. Для увеличения жесткости на бор-
тах и внутри поддона приварены ребра из полосовой стали.
Прогрев фундамента осуществляется за счет тепла пара,
подаваемого в паровую рубашку сборного конуса и в поддон.
Изготовление и монтаж большого количества фундаментов
показали, что трудозатраты на строительной площадке могут
быть снижены на 70%', расход бетона уменьшается в 2—2,5 раза
и общая стоимость снижается на 30%.
Московский промстройпроект разработал с учетом некоторых
наших предложений проекты сборных фундаментов в форме ги-
перболического параболоида со стаканным стыком железобетон-
ной колонны с фундаментом для промышленных зданий. Фун-
даменты выполняются из одного сборного элемента. Размеры
фундаментов 3,5 X 4,2 м при толщине всего 100 мм. Стаканная
часть аналогична стаканной части обычных столбчатых фуйда-
ментов.
В этом же институте разработаны также проектные предло-
жения по сборным фундаментам облегченного типа, состоящим
из плоской железобетонной плиты и устанавливаемого на нее
пустотелого подколонника (рис. 37). Эти фундаменты аналогич-
ны сборным фундаментам из конической оболочки и плиты.
Сборные фундаменты облегченного типа могут применяться для
двухветвевых колонн, когда требуется прямоугольная подошва
фундамента в плане. Для одноветвевых колонн более рациональ-
ны фундаменты из конической оболочки и плиты (рис. 38).
Фундаментные балки опираются на сборный фундамент при
помощи одного из трех способов:
с подрезкой на опоре и установкой на стаканную часть фун-
дамента;
с устройством на фундаменте сборных железобетонных кон-
солей, изготовляемых совместно с фундаментом;
с установкой на фундамент сборной обоймы, замоноличивае-
мой раствором и воспринимающей поперечные усилия шпонками.
На рис. 39 показаны конструктивные схемы опирания ранд-
балок на фундаменты. Консоли должны быть рассчитаны как
консоли колонн, а бетонные шпонки проверены на срез. Наибо-
лее рациональным и менее трудоемким является опирание ранд-
балок на консоли, изготовленные совместно с фундаментом.
Фундаменты сооружений башенного типа
К сооружениям башенного типа относятся дымовые и венти-
ляционные трубы, радио-, телевизионные и водонапорные башни,
градирни, мачты, силосы и другие конструкции большой высоты
и малой площади в плане. Эти сооружения передают нагрузку
на фундамент через отдельные опоры или цилиндрические кон-
струкции. Использование раздельных опор целесообразно, если
116
нагрузки малы, а грунт в основании имеет высокие физико-меха-
нические показатели. Однако при выборе варианта с раздельны-
ми опорами следует учесть их неравномерную осадку. Действие
дополнительных усилий в связях и каркасе стальных башен или
в узлах железобетонных башен, вызванное неравномерной осад-
кой опор, может привести к большим деформациям, трещинам
и разрушению.
АДАМА
# I к > Л , и л н, п р,
Рис. 40. Виды фундаментов Сооружений башенного типа>
а — корни дерева; б—е — массивные и ребристое фундаменты; ж—р— фундаменты
в виде сочетания плиты и оболочки; с, т — фундаменты со свайными ростверками;
у—ш — фундаменты в виде оболочки.
Для предотвращения неравномерной осадки применяют раз-
личные связи между отдельными опорами, способные восприни-
мать сдвигающие усилия.
Сооружение башенного типа по своей, форме аналогично кон-
струкции дерева (рис. 40). Разветвленной корневой системе, вос-
принимающей значительные моменты и нормальные силы, соот-
ветствует фундаментная плита или пространственная конструк-
ция фундамента. Так как сооружения башенного типа чаще всего
имеют круглую форму в плане, фундаменты устраиваются в
виде круглых или кольцевых, пдоских или пространственных
конструкций.
Массивные круглые или ребристые плиты используются, при
9 А. Тетиор 117 '
строительстве башен и труб небольшой высоты. Для высоких
труб и башен с надстройками и значительными ветровыми на-
грузками круглая плита не только не экономична, но и техниче-
ски нецелесообразна, так как она имеет сравнительно малый
момент сопротивления в плане, что ведет к большим колебаниям
краевых напряжений под фундаментом.
Крепление ствола башни к фундаменту выполняется следую-
щими способами:
при помощи системы ортогонально расположенных железо-
бетонных балок (рис. 40, д, е),
с помощью радиальных балок или пластин (рис. 40, а),
посредством конической или гиперболической оболочки
(рис. 40, ж—р).
Для восприятия больших ветровых моментов необходимо
устройство круглых плит диаметром до 40 м и толщиной до 3 м.
Такая конструкция невыгодна экономически и может вызвать
недопустимый крен сооружения из-за больших колебаний крае-
вых напряжений под фундаментом.
Наиболее простой тип© фундамента башни — в условиях
скального грунта. Крепление плоского круглого или кольцевого
фундамента небольших размеров к скале посредством предва-
рительно напряженных анкеров обеспечивает восприятие изги-
бающих моментов от ветровой нагрузки. Следует учитывать воз-
можность некачественного закрепления отдельных анкеров,
поэтому для повышения надежности нужно проектировать ре-
зервные анкеры [44].
Оправдано применение кольцевого ростверка и при строи-
тельстве свайных фундаментов башен (рис. 40, т). В зависимости
от действующих усилий можно располагать все сваи вертикаль-
но или часть их наклонно.
Фундаменты сооружений башенного типа выполняются также
в виде оболочек, опертых всей нижней поверхностью на грунт
[45]. Эти оболочки гораздо Экономичнее массивных и ребристых
круглых плит и могут применяться вместо этих плит, если соору-
жение имеет небольшую высоту или если ветровые моменты
незначительны (рис. 40, у—ш).
В большинстве случаев при строительстве высоких железо-
бетонных труб и башен фундаменты следует проектировать в виде
жесткой пространственной конструкции, состоящей из кольце-
вой плиты и опертой на нее конической оболочки. Коническая
оболочка является наилучшей, с точки зрения конструктивной
и экономической, для передачи нагрузки от сооружения на коль-
цевой фундамент. По данным работы [43], фундаменты в виде
сочетания оболочки и кольцевой плиты позволяют получить об-
щую экономию по сравнению с обычными сплошными и ребри-
стыми фундаментами на 30%;' экономия возрастает при увели-
чении высоты сооружения.
Фундаменты в виде конической оболочки и кольцевой плиты
118
широко применяются в практике строительства сооружений ба-
шенного типа [43,45].
В фундаментах этого типа наиболее ответственными частями
являются стык башни с конической оболочкой и кольцевая пли-
та. В месте стыка ствола башни и фундамента при действии вет-
ровых нагрузок возникают большие изгибающие моменты, что
требует усиленного радиального армирования и увеличения тол-
щины конической оболочки. Наряду с этим форма и армирова-
ние кольцевой плиты также существенно влияют на напряженно-
деформированное состояние конической оболочки. Для более
равномерного распределения усилий в месте стыка ствола баш-
ни и фундамента при-
меняются следующие
конструктивные меро-
приятия:
выполнение кониче-
ской оболочки с пере-
менной толщиной, с
уменьшением ее в ниж-
ней части;
устройство второго
(внутреннего) конуса
вершиной вниз;#
устройство внутрен-
ней цилиндрической
оболочки, являющейся
продолжением ствола
башни;
замена конической
оболочки на параболи-
ческую;
замена конической
оболочки на несколько
сопряженных усечен-
ных конусов, позволяю-
щих получить плавный
переход от ствола баш-
ни к фундаменту.
Кольцевая плита,
передающая усилия от
конической оболочки на
основание, должна вос-
принимать значитель-
ные радиальные на-
Рис. *11. Фундамент дымо-
вой трубы высотой 320 м.
9*
119
грузки от конуса. Для повышения сопротивления этой плиты уси-
лиям распора и увеличения ее коррозионной стойкости и трещи-
ностойкости используются следующие мероприятия: '
предварительное напряжение плиты кольцевой арматурой;
выполнение подошвы плиты ломаного профиля, что обеспечи-
вает зацепление подошвы за грунт;
выполнение подошвы плиты с наклоном, позволяющим пере-
дать усилия распора на грунт.
Рис. 42. Фундаменты сооружений башенного типа:
а — фундамент телевизионной башни высотой 284 м\ б — фундамент дымовой трубы
высотой до 250 м\ в — схема преднапряжения; /—ствол; 2 — коническая оболочка;
3 — кольцевая преднапряженная плита с ломаной подошвой; 4 — цилиндрическая оболоч-
ка; 5 —упоры для преднапряжения; 6 — кольцевая арматура.
Наклон подошвы плиты (т. е. придание ей формы усеченного
конуса) одновременно позволяет уменьшить изгибающие момен-
ты и снизить концентрацию, напряжений в месте стыка кониче-
ской оболочки и плиты.
В Польше для железобетонной дымовой трубы высотой 320 м
120
построен фундамент в виде кольцевой плиты диаметром 45 м,
на которую опирается коническая оболочка толщиной всего
0,65 м (рис. 41). Кольцевая плита с плоской подошвой была
предварительно напряжена кольцевой арматурой. При бетони-
ровании плиты были оставлены 6 колодцев, которые служили
в дальнейшем упорами для домкратов. Пучки напрягаемой арма-
туры поместили в каналообразователи, размещенные на специ-
альных кронштейнах в теле плиты. Целью предварительного
напряжения кольцевой арматуры плиты было повышение ее
трещиностойкости, коррозионной стойкости и ограничение ради-
альных деформаций плиты и конической оболочки. Арматура
напрягалась отдельными участками, каждый из которых охваты-
вал треть окружности кольца и наполовину перекрывал по длине
другие участки.
Для учета неравномерности контактных давлений и исклю-
чения несимметричного изгиба кольцевой плиты срединная по-
верхность конической оболочки была смещена к наружной части
плиты. До начала строительства трубы была испытана модель
фундамента из оргстекла (49].
В ГДР и ФРГ интенсивно ведутся работы по исследованию
и внедрению фундаментов с коническими оболочками при строи-
тельстве башен и труб [44, 45]. Большинство телевизионных ба-
шен и дымовые трубы высотой более 150—200 м построены с
применением таких фундаментов (рис. 42). Для повышения об-
щей жесткости фундамента как системы, состоящей из нижней
опорной кольцевой плиты, конуса и верхней плиты, рекомендует-
ся внутри конуса размещать второй конус или цилиндр, связан-
ный с наружным конусом. Такая конструкция применена Леон-
гардтом [45] и Крапфенбауэром [46].
На рис. 42 показан фундамент телевизионной башни высотой
284 м, состоящий из кольцевой плиты с ломаной подошвой и
опертой на нее конической оболочки. Кольцевая плита выполнена
из предварительно .напряженного железобетона. Центр тяжести
поперечного сечения кольца смещен относительно срединной
поверхности конической оболочки к наружному краю на 35 см
из-за ожидаемой* неравномерности контактных давлений. Внут-
реннее пространство использовано под гаражи и служебные по-
мещения.
Вследствие больших ветровых моментов потребовалось при-
менение внутренней цилиндрической оболочки, чтобы исключить
концентрацию напряжений в‘ месте стыка башни с конической
оболочкой. Низ цилиндрической оболочки через тонкую плиту,
не опертую на грунт, соединяется с кольцевой плитой фундамен-
та. Таким образом получена жесткая пространственная кон-
струкция, хорошо воспринимающая различные сочетания нагру-
зок.
За счет большого диаметра фундаментного кольца достигну-
то благоприятное сочетание краевых напряжений от веса башни
121
и ветровой нагрузки (от веса башни 5,0 кг/см\ от ветра
+ 1,6 хг/сж2). Благодаря этому обеспечены незначительный крен
фундамента й малое отклонение антенны при действии ветровой
нагрузки.
Ввиду заглубления фундамента на 8,5 м ниже уровня дневной
поверхности и отсутствия внутренней засыпки равнодействую-
щая эпюры контактных давлений при расчете была смещена к
внешней кромке на 35 см. С целью проверки правильности при-
нятого решения были замерены контактные давления в натуре.
Прочность фундамента рассчитывали из условия выпучива-
ния средней части кольца, принимая коэффициент запаса проч-
ности 1,5.
Кольцевая плита напряжена 40 преднапряжецными элемен-
тами с усилием натяжения каждого элемента 108 т. Длина эле-
мента равна 7з окружности кольца. Для снижения внутренних
напряжений был применен бетон с пониженным тепловыделе-
нием и малым содержанием цемента. Высокая плотность дости-
галась подбором гранулометрического состава и добавкой обрез-
ков стальной проволоки. Через три дня после бетонирования
бетон был частично обжат кольцевыми элементами, что позво-
лило уменьшить температурноосадочные трещины.
Представляет интерес бетонирование подобного фундамента
в Вене, где коническая оболочка была собрана из заранее изго-
товленных сборных железобетонных элементов [46].
В последнее время ряд авторов пришел к выводу, что наибо-
лее целесообразно устраивать фундамент в виде одной кониче-
ской оболочки, опертой на кольцевую плиту, б’ез увеличения
жесткости при помощи внутренней конической или цилиндриче-
ской оболочки [50]. Для восприятия моментов в зоне стыка со
стволом башни рекомендуется увеличивать толщину конической
оболочки.
Наряду с описанными выше фундаментами, при строитель-
стве сооружений башенного типа были эффективно применены
фундаменты в виде конической оболочки, опертой всей нижней
поверхностью на грунт.
В 1967 г. в Будапеште была построена гостиница в форме
цилиндрической башни. Основанием служили глинистые грун-
ты. В результате технико-экономического сравнения нескольких
вариантов был выбран вариант фундамента в виде усеченной
конической оболочки, на которую опираются десять железобе-
тонных колонн, передающих нагрузку по 1200 т каждая. Кони-
ческая оболочка СБхЯзана с круглой шахтой лифта (рис. 43).
Фундамент был рассчитан как осесимметричная конструкция,
нагруженная равномерно распределенным давлением и опер-
тая на 10 точек. Контактные давления при расчете внешнего усе-
ченного конуса были приняты большими, чем для внутреннего.
С целью облегчения расчетов фундамент был разделен на три
части, нормальные и поперечные силы и моменты в которых опре-
I 122
делились по моментной теории.
Оболочка фундамента бето-
нировалась непрерывно, без
рабочих швов. Перед бетони-
рованием в фундаменте были
заложены месдозы конструк-
ции Д’. Пати, выводы от кото-
рых объединялись в специаль-
ном шкафу в подвальной части
здания. На рис. 43, б показано
изменение контактных давле-
ний во времени. Эпюра давле-
ний постепенно принимает сед-
лообразный характер.
Замеры осадки и крена фун-
дамента показали, что осадка
стабилизируется, а крен нахо-
дится в допустимых пределах
151].
Оригинальное ^решение фун-
дамента дымовой трубы ТЭЦ
высотой 200 м приведено в ра-
боте [52]. Фундамент в виде
одной конической оболочки
диаметром 28 м переменной
толщины опирается всей ниж-
ней поверхностью на грунт
(рис. 44, а). Выполнение в на-
туре этого фундамента не вы-
звало затруднений и дало боль-
шой экономический эффект.
Бетонирование осуществлялось
непосредственно по грунту без
верхней опалубки, для чего
подбиралась соответствующая
консистенция бетона.
Другим вариантом подобно-
го фундамента был фундамент
дымовой трубы диаметром
Рис. 43. Расчетная схема (а) и эпюра
контактных давлений (б).
Рис. 44. Схемы фундаментов дымовых
труб высотой 300 м.
34 м, состоящий из конической оболочки, бортовой балки и ребер
(рис. 44, б).
Расчет фундаментов на опрокидывание ведется обычно из
условия 5—6-кратногохзапаса; при расчете на потерю устойчиво-
сти грунта принимают 15—16-кратный запас.
Для правильного определения прочности фундаментов необ-^
ходимо знать форму эпюры контактных давлений грунта на по-
дошву. Как правило, в расчетах фундаментов сооружений башен-
ного типа принимается равномерно распределенная эпюра кон-
123
тактных давлений. На рис. 45 приведены эпюры контактных дав-
лений для кольцевых штампов и для фундаментов сооружений
башенного типа с опорном кольцом, рекомендуемые различными,
авторами.
Как известно [47], точное решение задачи теории упругости
о давлении кольцевого штампа на упругое полупространство
позволяет определять форму эпюры контактных давлений
(рис. 45). Согласно этому решению, по внешнему и внутреннему
Рис. 45. Эпюры контактных давлений при центральной и внецентренной на-
грузках:
а — эпюры для кольцевых штампов: 1 — для упругого полупространства; 2 — равномерно
распределенная; 3 — по Крапфенбауэру; 4 — по В. 3. Власову; 5 — по;; Леонгардту;
ь — трапецеидальная; ‘ б — сравнение эпюр при внецентренной нагрузке для круглока
и кольцевого фундаментов.
краям штампа действуют бесконечно6 большие давления. Однако
это не соответствует действительности, так как напряжения огра-
ничены пределом текучести материала основания и в результате
пластических деформаций грунта контактные давления по краям
фундамента имеют конечные значения. Это обстоятельство учте-
но в эпюрах контактных давлений 3, 4, 5,
На эпюре 4 показаны фиктивные контурные силы, действую-
щие на внутреннем и внешнем контурах штампа. Эти силы вве-
дены В. 3. Власовым и соответствуют бесконечно большим кон-
тактным давлениям, действующим по краям кольцевого штампа,
согласно точному решению теории упругости.
Из эпюр, приведенных на рис. 45, наиболее правдоподобна
эпюра 5, так как максимальные контактные давления не могут
124
действовать непосредственно у краев штампа вследствие разви-
тия пластических деформаций грунта, Форма эпюры 2 условнд
и принята прямолинейной для удобства расчетов.
Вид эпюры контактных давлений имеет большое значение для
расчета фундамента, поэтому определению этой эпюры в послед-
нее время уделяется большое внимание. В расчете круглых плит
форма эпюры контактных давлений имеет меньшее значение, так
"как деформация круглой плиты не может оказать существенного
влияния на деформации вышележащих конструкций. Для коль-
цевых ^лит неравномерность контактных давлений может при-
вести к несимметричному изгибу или скручиванию плиты (при
внецентренной нагрузке), что в свою очередь повлечет дополни-
тельную деформацию конической оболочки (под несимметрич-
ным изгибом подразумевается неравенство изгибающих момен-
тов в наружных и внутренних консолях кольцевой плиты).
Степень неравномерности контактных давлений обусловлена
рядом факторов: жесткостью плиты и оболочки, формой подош-
вы, местом опирания оболочки на плиту и др. Наиболее нерав-
номерны( контактные давления грунта на кольцевую плиту в
случаях,'когда подошва плиты заглублена в грунт, а внутренняя
полость оболочки используется в качестве рабочего помещения.
Вследствие большой разницы в уровнях поверхности грунта на
внешней и внутренней сторонах кольцевой плиты фундамента в
этих случаях при конструировании и расчете фундаментов необ-
ходимо учитывать неравномерность давлений.
Для получения более равномерного распределения напряже-
ний, более равномерных контактных давлений предпочтительнее
применение кольцевой плиты; чем круглой.
Несмотря на широкое применение фундаментов с конической
оболочкой, до сих пор недостаточное внимание уделено опреде-
лению действительного напряженно-деформированного, состоя-
ния, прочности, формы эпюры контактных давлений. С целью
выяснения этих вопросов в лаборатории оснований и фундамен-
тов были проведены специальные исследования поляризаццон-
нооптическим методом, тензометрированием и методом разру-
шающих нагрузок. /
Методом фотоупругости исследовались объемные составные
модели, изготовленные из оптически неактивного материала с
вклеенной в расчетном сечении пластинкой активного материа-
ла (рис. 46).
В результате исследований были получены эпюры напряже-
ний в радиальных сечениях фундаментов. При действии как цен-
тральной, так и внецентренной нагрузки в месте стыка ствола
трубы'и конической оболочки возникают значительные напря-
жения и изгибающие моменты. Концентрация напряжений резко
возрастает при действии внецентренной нагрузки. В зоне стыка
конической оболочки и кольцевой плиты радиальные изгибаю-
щие моменты Л4р также возрастают. В кольцевом направлении
J25
действуют растягиваю-
щие усилия AfK, а в ради-
альном — сжимающие
величины которых умень-
шаются по направлению к
краю оболочки. Если
кольцевая плита не на-
пряжена,' кольцевые рас-
тягивающие усилия Мг
возрастают к краю обо-
лочки.
, Исследованиями на
железобетонных образ-
цах в лабораторных и
натурных условиях под-
твердились результаты^
полученные методом фо-
тоупругости. Кроме того,
были установлены схемы
разрушения и предельные
нагрузки.
Железобетонные об-
разцы фундаментов ба-
шен для лабораторных
опытов в количестве
35 штук были изготовлены
из бетона М200, армату-
рой служила холоднотя-
нутая проволока диамет-
ром 1,7 мм. Предварительное напряжение кольца создавали
стальной затяжкой с четырьмя стяжными муфтами.
Фундаменты были рассчитаны и армированы по моментной
теории. Толщина конической оболочки составляла 16 мм, тол-
щина кольцевой плиты — 40 мм. Один из образцов был изготов-
лен с шарнирным стыком оболочки и кольца, четыре образца—-
с жестким стыком. Опыты проводились в грунтовом лотке на
среднезернистом песке (у—1,62 и 1,78 tIm*'). В вершине фунда-
мента прикладывалась центральная или внецентренная нагруз-
ка, которая повышалась ступенями, составлявшими по 10% рас-
четной.
Замерялись контактные давления, прогибы фундамента отно-
сительно вершины, деформации арматуры и бетона.
Опыты показали, что преднапряжение кольца стальной за-
тяжкой вызывает изгиб оболочки и сжатие кольца. Усилия в обо-
лочке от изгиба незначительны по сравнению с усилиями в коль-
це. Распределение усилий в кольце и в оболочке при напряжении
кольца зависит от соотношения жесткостей кольца и оболочки.
Действие усилий от натяжения вызывает необходимость двой-
126
лого радиального армирования оболочки. Для его уменьшения
целесообразно увеличивать жесткость кольца.
Эпюры контактных давлений, замеренных месдозами при
четырехкратной повторяемости результатов, имеют седлообраз-
ный характер. Седлообразность эпюры контактных давлений
оказывает влияние на схему деформации кольцевой плиты. Под
действием такой эпюры давлений кольцо работает на растяже-
ние с несимметричным изгибом или кручением.
Коническая оболочка при центральной нагрузке и шарнир-
ном стыке кольца с оболочкой работает на внецентренное, сжа-
тие в радиальном направлении и растяжение в кольцевом на-
правлении. В случаех жесткого стыка кольца и оболочки вслед-
ствие изгиба или кручения кольца на нижнем краю оболочки
вблизи стыка возникают изгибающие моменты, вызывающие рас-
тягивающие усилия на внутренней поверхности оболочки. Эти
моменты увеличиваются при внецентренной загрузке фундамен-
та. В случае малых эксцентриситетов, когда равнодействующая
внешней нагрузки не выходит за пределы площади сечения вер-
шины фундамента, растягивающие усилия в4 оболочке в
радиальном направлении незначительны. Усилия растяжения
возрастают при больших эксцентриситетах приложения нагрузки.
Кольцо при внецентренной нагрузке работает на растяжение с
кручением, причем растягивающие усилия возрастают по на-
правлению приложения эксцентричной нагрузки.
' Сравнение полученных экспериментальных данных о напря-
женно-деформированном состоянии фуйдаментов-оболочек с ре-
зультатами расчета по моментной теории показало, что для верх-
ней части оболочки данные эксперимента хорошо подтверждают-
ся расчетом качественно, и удовлетворительно-количественно.
Для нижней части фундамента, вследствие воздействия на коль-
цо неравномерной эпюры контактных давлений и работы на
кручение, экспериментальные данные не подтверждаются рас-,
четом в количественном отношении. Это свидетельствует о необ-
ходимости создания специального метода расчета таких фунда-
ментов с учетом работы основания.
В натуре фундамент обычно устраивается с некоторым за-
глублением в грунт, внутреннее пространство грунтом не засы-
пается, и его стремятся использовать в эксплуатационных це-
лях— для машинного отделения лифта, административных по-
мещений, гаражей и т. д. Это вызывает резкое возрастание не-
равномерности эпюры контактных давлений, что установлено и;
нашими экспериментами. Указанное свидетельствует об акту-
альности разработки метода расчета фундаментов башен с уче-
том совместной работы с основанием.
По-видимому, путем правильного расположения срединной
поверхности оболочки относительно кольца можно добиться
уменьшения крутящих моментов в кольце. В настоящее время
срединную поверхность оболочки центрируют обычно по центру
127
площади поперечного сечения кольца, или по центру подошвы
кольца. Необходимо создать метод расчета, позволяющий обос-
нованно выбирать место стыка оболочки и кольца. Мероприя-
тиями по снижению влияния кручения кольца на оболочку мо7
гут быть использование шарнирного стыка или уменьшение тол-
щины (т. е. повышение гибкости) оболочки по направлению к
кольцу. ' ‘
Предварительное напряжение кольцевой плиты благоприятна
сказывается на напряженно-деформированном состоянии фун-
даментов, повышая их трещиностойкость и вследствие этого кор-
розийную стойкость.
Натурные испытания подтвердили данные лабораторных опы-
тов. На железобетонных образцах были получены аналогичные
схемы разрушения и эпюры контактных давлений."
Схема разрушения фундамента зависит от соотношения раз-
меров кольца и оболочки, вида грунта основания, схемы нагруз-
ки, места опирания кольца на оболочку, вида стыка (жесткий,
шарнирный) кольца с оболочкой, вида и процента армирования
кольца и оболочки.
Существенное влияние на схему разрушения оказывает
место приложения нагрузки (центральная или внецентренная на-
грузка). Отметим, что необходимость выявления схемы разруше-
ния определяется тем, что при равных нагрузках в случае вне-
центренного приложения разрушение наступит раньше. Таким
образом, минимальное разрушающее усилие при внецентренном
приложении нагрузки меньше, что особенно важно учитывать
для сооружений башенного типа без оттяжек. , .
Железобетонные образцы испытывались на центральное и вне-
центренное, усилия до разрушения (рис. 47). Схемы б, и были
получены при действии центрального и внецентренного усилий на
фундамент со слабоармированной заделкой оболочки в кольце,
схемы а, ж — при жестком стыке кольца и оболочки.
Остальные схемы разрушения очевидны (см., например, ра-
боту [34]), поэтому специальные опыты для их получения не про-
водились.
Разрушение фундамента происходит следующим образом:
после разрыва арматуры кольца вблизи наружного контура из-
за перераспределения усилий в арматуре в процессе раскрытия
трещин нагрузка длительное время держится на одном уровне
при значительных деформациях оболочки.
ч В процессе доведения оболочек до разрушения 5 тензометри-
ческими месдозами замеряли перераспределение, контактных
давлений грунта на кольцо. Было выявлено, что эпюра контакт-
ных давлений, имеющая в начале опыта максимальные ордина-
ты у наружного края кольца, постепенно перераспределяется.
Перераспределение контактных давлений вызывается двумя
причинами: ростом неупругих вертикальных деформаций краев
фундамента и развитием пластических деформаций грунта в зо-
128
Рис. 47. Расчетные схемы фундаментов (метод предельного равновесия):
а, б, в, ж, 'и, к'—схемы разрушения конуса; г, д, л, ж — схемы разрушения плиты;
е, н — продавливание конуса.
нах по контуру фундамента. Вследствие этого рост ординат эпю-
ры у внутреннего края и в центре кольца постепенно опережает
их нарастание у наружного края кольца и эпюра контактных
давлений становится близкой к равномерной. Это позволяет при-
нять в расчетах по методу предельного равновесия равномерно
распределенную эпюру контактных давлений.
129
При внецентренном приложении нагрузки, как показали за-
меры контактных давлений, можно принимать с достаточной
для практических ц^лей точностью распределение эпюры кон-
тактных давлений по трапеции.
На основании проведенных экспериментов была разработана
методика расчета прочности фундаментов. В качестве вероятных
схем разрушения предлагаются следующие схемы при действии
центральной и внецентренной нагрузок (см. рис. 47):
а, ж — радиальная схема разрушения с одним пластическим
шарниром. Схема возможна при жестком стыке оболочки и коль-
ца, при узком кольце и расположении фундамента на легкосжи-
маемых грунтах;
б, и — радиальная схема разрушения с двумя пластическими
шарнирами. Схема возможна при слабоармированном стыке
оболочки и кольца и расположении фундамента на плотных грун-
тах;
в, к — радиально-кольцевая схема разрушения. Схема воз-
можна при избыточном армировании кольца;
а, л — радиально-кольцевая схема разрушения кольца. Схема
возможна при недостаточном армировании кольца в радиальном
и кольцевом направлениях;
д, м — радиальная схема разрушения кольца. Схема возмож-
на при недостаточном армировании кольца;
е, н — продавливание оболочки в вершине возможно при по-
логой образующей конуса.
Работу внешней нагрузки для схемы разрушения а, б, в, ж,
и, к необходимо определять с учетом противодействия грунта
основания и боковой засыпки. При радиальных перемещениях
кольца (схема а, б, ж, и) силы трения грунта по- подошве кольца
будут противодействовать перемещениям кольца, что снизит ра-
боту внешней нагрузки. Это же относится к противодействию
боковой засыпки q2 радиальным перемещениям оболочки в схе-
мах а, б, в, ж, и, к. Если конус расположен выше поверхности
грунта, а также в случае недоброкачественной фбратной засыпки
противодействие ее исключается. Противодействие сил трения
перемещениям кольца может быть усилено наклоном подошвы
или приданием ей выпуклой формы.
Работа внешней нагрузки для схем а и б определяется как
сумма произведений равнодействующих усилий на отдельных
участках фундамента на перемещения участков:
Av = 9121^1 91/2^1 ^2 2 (48)
где 20х, 202 — сумма объемов фигур перемещений (определяется
по схеме разрушения);
f — коэффициент трения бетона по грунту;
91, 92 —см. рис. 47.
Для схем в, б, е работа внешней нагрузки может быть опреде-
лена по формулам, приведенным в работе [34], причем для скемы в
130
в формулу следует ввести противодействующую работу засыпки д2,
AN = N-q2^0.2, (49)
где N — работа силы N по перемещению А =1.
В схеме разрушения г работа внешней нагрузки
^ = 91201- (50)
Для схем разрушения а, в, д, е работа внутренних сил может
быть найдена по формулам А. М. Овечкина [34].
Работа внутренних сил в схеме б определится аналогично схе-
ме а ' с добавлением работы верхней радиальной арматуры в коль-
цевом пластическом шарнире, в месте стыка кольца и оболочки:
Ла=Аа4-2лгЛ4п.ша, • (51)
где Аа — работа внутренних сил по схеме б;
А а — то же по схеме а\
г — радиус нижнего сечения конической оболочки;
<.ш— предельный изгибающий момент в пластическом шарнире,
приходящийся на единицу его длины;
а — угол поворота элементарных двуугольников.
Для схемы г
Абг=4лгаЛ4п.ш4-2л (гг — г) аЛ4к4-2л (г — г2) аЛ4к, (52)
Л4К=7>,
где Та — предельное усилие в нижней кольцевой арматуре на еди-
- ницу длины;
г — плечо внутренней пары сил.
Как показали расчеты испытанных до разрушения железо-
бетонных образцов фундаментов, вычисленная по предлагаемым
формулам разрушающая нагрузка отличается от фактической
на величину в пределах 'до 12% (запас прочности). Расхожде-
ние, по-видимому, вызвано тем, что не учитывается кручение
опорного кольца в процессе разрушения, увеличивающее проти-
водействие грунта радиальным перемещениям кольца. ,
При внецентренной нагрузке схемы разрушения ж — н в об-
щем соответствуют схемам разрушения при центральном при-
ложении нагрузки, но максимальное раскрытие трещин наблю-
дается в направлении эксцентриситета приложения нагрузки, с
постепенным затуханием к противоположной стороне фундамен-
та. Пластический шарнир в схемах ж — м охватывает только
наиболее нагруженную часть фундамента. При испытаниях было
обнаружено, что трещины в схемах ж, и несколько отклоняются
от радиального направления. Это вызывается тем, что вследствие
неодинакового перемещения крайних точек жестких секторов и
закрепления верха секторов в пластическом шарнире отдельные
секторы работают на кручение. В результате могут возникнуть
дополнительные косые трещины, но чаще всего радиальные тре-
131
щины слегка- изгибают-
ся, отклоняясь по на-
правлению эксцентри-
ситета приложения на-
грузки.
Как показывает
сравнение расчетных и
фактических нагрузок,
с достаточной для прак-
тических целей точно-
стью можно рассчиты-
вать внецентренно за-
груженные фундамен-
ты по предлагаемым
формулам расчета цен-
трально загруженных
фундаментов. В значе-
ние ординат 'равномер-
но распределенной на-
грузки нужно вводить
среднее значение реак-
ции грунта при внецен-
тренном загружении
для наиболее нагру-
женной части фунда-
мента (f/з на рис. 47).
В этом случае расхож-
дение величин вычис-
ленной и фактической
разрушающей нагруз:
ки составляет до 25%
в запас прочности.
, Для определения
напряжений и требуе-
мого армирования на-
ряду с приведенным
выше расчетом необходимо выполнять расчет фундамента в уп-
ругой стадии работы. При действии осесимметричной нагрузки
фундамент рассчитывают по безмоментной теории с учетом в
дальнейшем краевого эффекта (рис. 48).
При Х=0 и-2-(...)=0^NSv=0
1 5
Ns = — - (F+Zctga)SdS,
s ч
Nv = — ZS ctg a.
При равенстве нагрузок в направлении Y и Z нулю
(53)
132
Ns =-----;,
2nS sin a cos a
Nv=o,
(54)
где V, S, a — см. рис. 48.
Расчет по безмоментной теории при действии несимметричной на-
грузки— горизонтальной силы Я и момента /И:
1 л52 sin a cos2 a
Nv —----------------cos V,
nS2 sin a cos2 a
NsVt=Nsj cos a + ,
лг0
Nsv—(NsiCosa-j------——sin V,
\ 3iS cos a j
(55)
Определение перемещений конической оболочки:
смещение в направлении %
£х=—|^[(1+v)(W-JV5)+5^(W-W5)
sin a ( d | * dS
смещение в горизонтальном направлении Аг0
E^=r-4Nv-VNs), (57)
fl-
при осесимметричных усилиях
Ex=^l(l + v)(Nv-Ns)]+^-S(Nv-VNs), ] •
d dS ' (58)
E&r,^(Nv-VNs).
fl J 7
Определение составляющих краевого эффекта сводится к реше-
нию уравнений для граничных участков. Усилие на граничных уча-
стках конической оболочки описывается уравнением
Х+ - (59)
Так как это уравнение не имеет единственно возможного реше-
ния, краевой эффект конической оболочки определяют приближенно
с помощью вписанной в коническую оболочку сферической оболочки.
Значение составляющих краевого эффекта для сферической обо-
лочки:
Ю а. Тетиор
133
Qi], =Csin ip,
AX = —Csinipctg <j>0,
Nw = — V 2kC sin fib — —
ч \ 4
Ьх = — C cos
Л4Ф=—-— C sin | ib
/2z
AfM>=vM(p,
ЕДг =—- V2xC sinfib — —V
- d \ • 4 / j
Смещение щ скручивание верхнего и нижнего краев ! конической
оболочки' получаюг по формулам:
Esbn=— sin<p0> E5S12=—-sin<p0,
a a
Esb21=^ sin <p0;. EsS22=^-’ sin <p0,
{61)
Если края оболочки присоединяются не к абсолютно жестким дис-
кам и плитам, к найденным значениям E56n, Esb21, Es612, Esb22 сле-
дует прибавить смещения дисков и плит (с индексом k).
Окончательные перемещения определяют, записывая перемещения
в матричной форме:
Х1 2 *2
sin <р0+E*SU sin <р0+Е/;д12 — [Е5д10+Е^10]
2^ ' 4x3 ' (62)
— sin<p0+E^21 • — sin<p6+E*d22 . [Esd20+E*S2ol. ,
Э ‘ ‘X “
Величины Es610, Es620 — соответственно смещение и скручивание
края оболочки в статически определимом состоянии. Ekb1Q и +А’62О —
соответственно смещение и скручивание опорного диска в статически
определимом состоянии..
При определении составляющих краевого эффекта с целью облег-
чения расчета условно считают опорную часть бесконечно жесткой.
Более точно краевой эффект учитывают, считая возможным не-
которое. перемещение А и поворот %* краев опорного диска под
действием сил Хг и Х2,
610 = 610 + Аб2о = 62о + %*. (63)
Неизвестные Х^ и Х2 для каждого примыкающего элемента за-
висят от А и %*:
X, . Х2
Sdn S612 — (610±А)
S621 S622 (62о + %*)
Для вычисления величин А и %* должны приниматься условия:
2Х2 = £Л1-0,
2X1^ \Н\
А | R &г |
где Н — горизонтальный распор оболочки.
(65>
134
После определения значений А и %* вычисляют неизвестные
и Х2.
Указанный метод расчета может быть применен также и для
расчета фундаментов с конической оболочкой переменной толщины.
Кольцевую и круглую плиты фундамента рассчитывают по сле-
дующим формулам:
момент в консольных частях кольцевой плиты
Жонс = 7^-(2г2+г1)(г2 —rj2, (66)
Ьг 1
где q — давление грунта с учетом разгрузки собственным весом плиты
и засыпки;
г\ наружный радиус конической оболочки;
г2 — радиус кольцевой плиты;
момент в средней части круглой плиты •
AfCp=^(3r1-2r2), (67)
где q — давление грунта в центре плиты;
поперечная сила со стороны наружной консоли плиты, восприни-
маемая бетоном,
Q6=/nRp№0+^tga, (68)
где М — момент на единицу длины окружности радиуса /у;
a — угол наклона верха консольной плиты к горизонту;
поперечная сила со стороны наружной консольной части
<Эконс=^-(г2-п); (69)
2Г1
поперечная сила с внутренней стороны плиты
(70)
где q" — давление на грунт в центре тяжести эпюры давлений в пре-
делах средней части плиты;
г3 — внутренний радиус низа конической оболочки.
При центрировании срединной линии оболочки относительно коль-
цевой плиты рекомендуется обратить внимание на равенство момен-
тов в консольных частях плиты слева и справа от сечения оболочки.
При расчете более- сложных систем, состоящих из нескольких
оболочек и плит, рекомендуется принимать основную систему стати-
чески определимой для действия вертикальной нагрузки N и стати-
чески неопределимой для действия несимметричных нагрузок Л4 и Q
(рис. 49).
Усилия в сечениях” статически определимой системы от действия
осесимметричных нагрузок (натяжение кольца, вес башни и лифтов,
контактные давления грунта) вычисляются непосредственно из усло-
вия равновесия
10*
135
xz = nr== const 3, 5 . . 11,
x^=m=const k=2, 4, 6 . . ., 12,
x13=q=const (контактное давление).
(71)
Под действием статически неопределимых усилий Хг и Х13 воз-
никают поперечные деформации фундамента. Эти усилия рассчиты-
ваются из условия совместности деформаций.
При несимметричной нагрузке (ветровые - усилия, наклон башни,
односторонние грузы) усилия в основной системе определяют из ус-
ловия равновесия с введением дополнительных уравнений для на-
хождения статически неопределимых величин.
Таким образом, полный расчет включает определение напряжений
по безмоментной теории и затем вычисление напряжений и деформа-
ций края фундамента путем расчета статически неопределимой си-
стемы.
На рис. 49 показаны схемы деформаций и зрюры напряжений,
замеренных в опытах и полученных расчетом.
Рис. 49. Расчетные схемы и схемы деформаций и напряжений:
а — расчетная схема фундамента в виде сочетания конической и цилиндрической оболо-
чек; б — расчетная схема фундамента в виде конической оболочки и кольцевой плиты;
в, г — схемы деформаций и напряжений, замеренные в опытах; д — схема деформаций
и напряжений по расчету.
136
Представляет интерес более. точный расчет напряженно-деформи-
рованного состояния стыка цилиндрической трубы с конической обо-
лочкой фундамента при действии осесимметричных и несимметричных
нагрузок. Расчет^ приведен в работе [50] и выполнен на основе ра-
боты [53].
Рис. 50. Расчетные схемы фундаментов в форме конических оболочек:
а — при действии центральной нагрузки; б — при действии внецентренной нагрузки.
Прочность фундаментов, состоящих из одной конической оболочкщ
определяют методом предельного равновесия. Возможные схемы раз-
рушения фундаментов при действии осесимметричных и несимметрич-
ных нагрузок показаны, на рис. 50. Параболическая эпюра контакт-
ных давлений грунта, действующих на оболочку при доведении ее
до разрушения, условно заменяется ступенчатой эпюрой. В расчет
вводится давление qL=Q,Qq, где q — равномерно распределенное дав-
ление грунта.
Рассматривая равновесие оболочки к моменту потери несущей
способности и перехода в изменяемую систему, когда она состоит из
жестких звеньев, к граням которых приложены предельные усилия,,
получим величину разрушающего давления грунта из условия ра-
венства работ внешней нагрузки q± и внутренних сил.
Работа внешней нагрузки
Л=0>9<72°> (72)
где g — равномерно распределенное давление грунта;
20— сумма объемов фигур перемещений.
Работа внутренних сил
А а=2 лгвЛ4п. ша+4 (73)
где Л4П>Ш, Тк, а — см. формулы (51), (52);
гв, а — см. рис. 33.
При несимметричной нагрузке за, разрушающее давление прини-
мается максимальная ордината трапецеидальной или треугольной
эпюры контактных давлений q3. Расчет выполняется аналогично при-
веденному выше для симметричной нагрузки.
137
После определения прочности и напряженного состояния фунда-
ментов их рассчитывают в предположении хрупкого разрушения бе-
тона (разрушения по наклонному сечению и от раздробления сжатой
зоны бетона) (рис. 51).
При выполнении условия Qa < Q6.a (при отсутствии поперечной
арматуры) разрушение от среза сжатой зоны бетона исключается.
"Рис. 51. Расчетные схемы фундаментов:
а — коническая оболочка; б — коническая оболочка и плита.
Q6 (1+Vq) h2R^
cos а
(74)
^н.о .
Максимальная поперечная сила Q6.a, воспринимаемая бетоном сжа-
той зонь;, определяется по уравнению, ’выведенному на основе эмпи-
рической зависимости, полученной А. А. Гвоздевым и М. С. Бори-
шанским
.где Хо=0,15; v0 = ,
^в.о
а, ^н.о, ^в.о-^-см. рис. .51.
Для оценки прочности сжатой зоны бетона от среза ее по на-
клонному сечению определяют поперечную силу Qa в кольцевом се-
чении оболочки с радиусом гв. Значение Qa получают, проектируя
все силы на ось I—I, нормальную к срединной поверхности. Из
возможных схем разрушения выбирают самую невыгодную, при ко-
торой требуется, наименьшая внешняя нагрузка.
Для конического фундамента-оболочки, опирающегося нижней
поверхностью конуса на грунт,
+ (75)
где q2i — проекция на ось /—I давления грунта q на поверхность
оболочки между кольцевым пластическим шарниром и на-
ружным контуром;
7\t — проекция на ось /—/ растягивающего усилия в кольцевой
арматуре оболочки;
138
ТР1 — проекция на ось /—1 растягивающего усилия в нижней
меридиональной арматуре.
Для фундаментов в виде конической оболочки, опертой на коль-
цевую плиту,
+ + ' (76)"
где Нг — проекция на ось I—1 растягивающего усилия в арматуре
кольца. .
Прочность сжатой зоны бетона при воздействии сжимающих уси-
лий высечении кольцевого пластического шарнира определяется соот-
ношением —. Сечения изгибаемых и внецентренно сжатых с боль-
но
шим эксцентриситетом элементов рекомендуется рассчитывать таким/
образом, чтобы отношение — не превышало 0,5 для марок бетона
400 и выше и 0,6 для марок бетона 300 и ниже.
Сжимающая сила, действующая в сечении кольцевого пластиче-
ского шарнира конической оболочки, вычисляется путем проектирова-
ния всех внешних и внутренних сил на меридиональное направление*
II—II. Для фундаментов в форме конической оболочки, опирающейся:
всей нижней поверхностью на грунт/
~ T;=fe+TK2+Tp2> , (П)
где q?2 — проекция давления грунта q на поверхность оболочки меж-
ду кольцевым пластическим шарниром и наружным кон-
туром;
7\ — проекция растягивающего усилия в кольцевой арматуре-
оболочки; i
ТР2 — проекция растягивающего усилия в нижней меридиональной
арматуре.
Для фундаментов в виде конической оболочки, опертой ща коль-
цевую плиту,
7l=fe+TK2+Tp2+//3, (78)
где Я2 — проекция на меридиональное направление растягивающего
усилия в арматуре кольца.
По определенной величине Т\ вычисляют относительную высоту
сжатой зоны бетона’ при разрушении фундамента
где Da — усилие, воспринимаемое верхней сжатой арматурой, на еди-
ницу длины кольцевого пластического шарнира, Da =
„ Пт.
2лгн *
h0 — полезная высота сечения;
— нормативное сопротивление бетона на сжатие при изгибе.
139
При — хрупкое разрушение конструкции от действия сжима-
ющих сил исключается. Для выполнения этого требования, согласно
Инструкции по расчету статически неопределимых железобетонных
конструкций с учетом перераспределения усилий, ограничивается мак-
симальный процент армирования.
Величина q при несимметричных нагрузках вычисляется так же,
как в расчетах фундаментов-оболочек методом предельного равно-
.весия.
Срединную поверхность конической оболочки следует располагать
по отношению ц кольцевой ° плите таким образом, чтобы получить
одинаковые изгибающие моменты с обеих сторон плиты. Исходя из
соображений экономии бетона, радиус нижнего сечения конической
оболочки должен быть минимальным. Некоторые соображения по
выбору места опирания кольцевой рандбалки (или конической обо-
лочки) на кольцевую и на круглую плиту имеются в работе [54].
Наружный радиус г± и внутренний г2 для кольцевой плиты опреде-
ляются по формулам:
rf=ex 1 / (ех)2+^,
I/ 2л
(80)
•где
я — яо 2N
я+яо’- <7 — д0
, е — эксцентриситет внешней нагрузки;
q — нормативное допускаемое давление на грунт основания;
qQ — бытовое давление;
N — нагрузка от сооружения.
Расположение кольцевой рандбалки на кольцевой плите под-
бирается из условия минимума изгибающих радиальных и коль-
цевых моментов по приведенным в работе i[54] уравнениям.
На основании проведенных исследований нами разработаны
следующие рекомендации по проектирований) и строительству
фундаментов сооружений башенного типа.
Фундаменты в виде сочетания кольцевой плиты и конической
оболочки целесообразны для труб высотою более 100—150 м,
в остальных случаях предпочтительнее круглая плита с кониче-
ской оболочкой. При расположении сооружений на слабых грун-
тах (нормативное допускаемое ддвление /?н< 1,5 кг/см2) во всех
случаях необходимо применять коническую оболочку с кольце-
вой плитой, обеспечивающей более равномерную передачу на-
грузки на грунт с наименьшими колебаниями контактных дав-
лений.
140
Для повышения трещиностойкости и коррозионной стойкости
фундаментов-оболочек следует применять предварительное на-
пряжение кольцевой арматуры фундаментов. Фундаменты ды-
мовых труб должны быть изолированы от температурного воз-
действия технологического тепла. В случае невозможности изо-
ляции расчет фундаментов выполняют по специальным указа-
ниям. i
Задание на проектирование фундаментов должно содержать
следующую* характеристику сооружения и грунтов площадки
строительства:
данные о физико-механических свойствах грунтов цр глуби-
не в пределах Сжимаемой толщи;
данные о положении уровня грунтовых вод и его возможных
колебаниях в процессе эксплуатации, а также о степени агрес-
сивности грунтовых вод к бетону;
конструктивные размеры опирающейся конструкции и вид
стыка с фундаментом;
величины усилий, действующих на верхнем обрезе фунда-
мента.
Задание на проектирование фундаментов труб и башен, по-
мимо указанных выше сведений, должно включать следующие
дополнительные данные:
расположение технологических отверстий, их привязка и раз-
меры;
данные об использовании внутреннего объема фундамента;
данные об агрессцвных воздействиях технологических газов
и конденсатов с целью защиты конструкций фундаментов в
местах возможных воздействий;
в нагрузках наряду с моментом от ветра учитывается допол-
нительный момент, вызываемой прогибом трубы (башни).
Для устройства фундаментов зданий применяют бетон маркц
200, фундаменты труб и башен выполняют из бетона марки не
ниже 300. При изготовлении бетона для фундаментов труб и-
башен необходим строгий контроль его качества.
Для армирования фундаментов используется горячекатаная
арматурная сталь классов А-П и А-Ш (СНиП I-B. 4—62 «Арма-
тура для железобетонных конструкций»). Для монтажных стерж-
ней и для поперечного армирования допускается применение
арматурной стали класса A-I.
Преднапряженное армирование кольцевой плиты выполняет-
ня из пучков высокопрочной холоднотянутой проволоки углеро-
дистой или периодического профиля. Применяются стальные ка-
наты и тросы без органического сердечника. В фундаментах труб
и башен, сооружаемых в условиях агрессивных грунтовых вод,
рекомендуется применение стержней напрягаемой арматуры.
При расстановке арматуры следует учитывать, что наиболее
целесообразно кольцевое армирование, причем арматуру нужно
концентрировать у краев конуса и у наружного края кольца.
141
Фундамент в виде одной конической оболочки обычно арми-
руют двойной меридиональной и кольцевой арматурой. Двойную
арматуру следует располагать только в зоне действия макси-
мальных изгибающих моментов.
Сплошные круглые плиты армируют равномерными сетками:
в пределах консолей и прилегающих к ним участков плиты —
нижними сетками, внутреннюю часть плиты — верхними сет-
ками.
Кольцевую плиту выполняют переменной толщины, увели-
чивая толщину к месту стыка с конической оболочкой для умень-
шения концентрации напряжений в зоне стыка и снижения расхо-
да бетона. Для повышения сопротивления кольцевой плиты уси-
лиям распора конической оболочки рекомендуется выполнять
подошву кольцевой плиты ломаного, выпуклого книзу профиля.
Для уменьшения влияния неравномерного распределения
контактных давлений на кольцевую плиту, которая изгибается
несимметрично, что способствует изгибу нижнего края кониче-
ской оболочки, целесообразно применять оболочки переменной
толщины (утонченные в нижней части для повышения гибкости).
Требования, к толщине защитного слоя бетона для фундамен-
тов с коническими оболочками аналогичны требованиям для
обычных фундаментов. В фундаментах труб и башен толщина
защитного слоя 50 мм.
Предварительное напряжение кольцевой плиты осуществля-
ют путем натяжения кольцевой арматуры в специальных кана-
лах, расположенных по наружному краю плиты. На торцовой по-
верхности плиты в местах выхода каналов предусматриваются
уступы для упора гидродомкратов при натяжении на бетон. Ка-
налообразователи с размещенными в них пучками перед бето-
нированием кольцевой плиты размещают на проектных отмет-
ках при помощи стальных кронштейнов, установленных на грун-
те или на бетонной подготовке под плиту. После натяжения ар-
матуры инъецируют цементный раствор в каналы, затем изоли-
руют и бетонируют места выхода преднапряженных пучков.
Небольшие отверстия в конической оболочке (диамртром или
длиной стороны до 1 м), требующиеся по технологическим сооб-
ражениям, армируют по контуру конструктивной арматурой и
хомутами. Площадь стержней арматуры должна быть равна
площади стержней арматуры оболочки, вырезанной при устрой-
стве отверстия. Хомуты выполняют из арматуры диаметром
10—12 мм и располагают с шагом 100—200 мм. Следует избе-
гать больших проемов в оболочке, являющихся концентратора-
ми напряжений и ухудшающих работу оболочки, особенно при
несимметричных нагрузках.
Фундаменты труб и башен выполняются из монолитного желе-
зобетона. Возможно выполнение фундаментов из сборного
железобетона с вертикальной разрезкой оболочки и кольцевой
плиты и соединением сборных элементов стыками различных
142
типов (например, стыком Передерия с устройством дополнитель-
но бетонных шпонок, воспринимающих усилия среза).
При назначении толщины кольцевой или круглой плиты про»
изводят проверку на поперечную силу, рассчитывая так, чтобы
не требовалась постановка поперечной арматуры. Небольшая?
Рис. 52. Производство работ:
а— сборный фундамент; б — устройство котлована; в — котлован для фундамента;
/ — сборные элементы конуса; 2 — сборные элементы плиты; 3 — ^плоские домкраты;
4 — отверстия для арматуры; 5 — арматура; 6 — шаблон; 7 — фундамент; 8 — ось вра-
щения; 9 — рельс; 10 — шпунтовая стенка; // — кольцевая балка;- 12— фундамент;
13 — арматура; 14 — выравнивающая стяжка.
толщина плиты и выполнение указанного требования могут быть
получены повышением марки бетона.
Фундаменты сооружений башенного типа можно выполнять
полносборными (рис. 52). Сборные элементы плиты с отверстия-
ми для напрягаемой арматуры соединяются с элементами кони-
143
ческой оболочки стыком стаканного типа. После сварки арма-
туры производится ее напряжение с помощью плоских домкра-
тов, установленных в стыках между сборными элементами. Для
фиксации усилия напряжения стыки замоноличиваются быстро-
твердеющим раствором.
Котлованы под фундаменты с плоской плитой разрабатыва-
ются обычными методами с применением механизмов. Для об-
работки низа котлована по форме поверхности вращения .можно
использовать небольшие экскаваторы, бульдозеры или грейдеры.
Правильность обработки проверяется шаблоном (см. рис. 52, б).
После разработки грунта, перед монтажом арматуры по дну кот-
лована устраивается бетонная подготовка толщиной 100—
150 мм, верху которой придают более точную требуемую форму
(см. рис. 52, в). Откосы котлована рекомендуется укреплять
шпунтовыми подпорными стенками.
С учетом указанных рекомендаций в лаборатории оснований
и фундаментов были запроектированы фундаменты для дымовых
труб в Тюменской области. Опыт ’ строительства фундаментов
показал, что в результате применения облегченных конструкций
можно получить общую экономию до 30% и снизить расход ма-
териалов в 2—-2,5 раза.г
Сплошные и «плавающие» фундаменты
Сплошные фундаменты, требующие больших трудозатрат,
устраиваются в следующих случаях:
при строительстве на слабых грунтах, когда необходима боль-
шая площадь фундамента;
когда недопустимы разные осадки отдельных частей здания;
при сооружении зданий на вечномерзлых грунтах.
«Плавающие» фундаменты используются в условиях слабых
водонасыщенных глинистых, илистых или торфяных грунтов, ког-
да несущая способность грунт.а недостаточна и ожидаемые осад-
ки велики. Для уменьшения и исключения осадок фундаменты
конструируют по принципу плавучести.
В «плавающих» фундаментах нагрузка воспринимается за
счет подъемной силы воды и небольшой структурной прочности
грунта. Для «плавающего» фундамента характерно следующее:
вытесняется количество воды, равное объему фундамента;
после начального погружения не происходит дальнейшего
погружения;
по боковым сторонам действует боковое давление;
давление по горизонтальной проекции постоянно;
при изменении уровня воды корпус подвергается действию
изгиба и среза;
вода не. имеет прочности на срез (в отличие от обычного
трунта);
144
при спуске фундамента на воду развивается высокое спу-
сковое давление.
Сооружение первых «плавающий» фундаментов относится к
XVIII веку. .
В сплошных и «плавающих» фундаментах применялись кир-
пичные обратные своды небольшой толщины (рис. 53). С разви-
тием производства железобетона появляются разнообразные
конструкции сплошных и «плавающих» фундаментов, в которых
все полнее используются свойства железобетона.
Рис. 53. Схемы сплошных фундаментов:
а — первые типы фундаментов-оболочек из кирпича; б — цилиндрические оболочки в
сплошном фундаменте высотного здания; в — складчатый» фундамент; г — «плавающий»
фундамент; д — фундамент для слабых грунтов; е — «плавающий» фундамент опоры ЛЭП.
«Плавающие» фундаменты, как правило, устраивались при
устойчивом'высоком уровне грунтовых вод, подверженном незна-
чительным колебаниям, — в поймах рек, вблизи морских гава-
ней и т. д.
«Плавающий» фундамент обычно представлял собой короб-
чатую железобетонную предварительно напряженную конструк-
цию, которая за счет герметичности внутренней полости, разде-
ленной продольными и поперечными ребрами на отдельные отсе-
ки, позволяла использовать значительную подъемную силу
грунтовых вод (см. рис. 53). В начальный период строительства,
чтобы фундамент не всплывал, в его отсеки загружали балласт,
который затем постепенно вынимали. .
Первые крупные сооружения на «плавающих» фундаментах
были построены в Англии [46], это были заводские здания, воз-
веденные на глинистых грунтах в пойме реки. В 1929 г. в США
был применен «плавающий» фундамент для здания телефонной
станции. Как подчеркивал автор проекта, «законченная конст-
рукция фундамента напоминала корабль». При расчете фунда-
мента учитывалась слабая несущая способность грунта и подъ-
емная сила грунтовых вод.
Такие же фундаменты применил Казагранде при строитель-
стве зданий в Гааге. Затем в Бостоне были сооружены два круп-
145
ных здания весом каждое до 130 000 т, опирающихся на «пла-
вающие» фундаменты.
Первые «плавающие» фундаменты из предварительно напря-
женного железобетона представляли собой коробчатые конст-
рукции, в ребрах которых была расположена напряженная ар-
матура. Сплошные коробчатые фундаменты изготовлялись из.
отдельных железобетонных коробок, стыкуемых с последующим
натяжением арматуры. Напряженная арматура должна была вос-
принимать усилия, возникающие в период опускания фундамен-
тов на проектую отметку. Затем эту арматуру срезали.
В некоторых случаях при строительстве зданий на слабых
грунтах предусматривалось устройство в фундаменте ребер, по-
вышающих устойчивость грунта в основании (см. рис. 53).
«Плавающие» фундаменты были применены на Урале при
прокладке трассы ЛЭП по глубоким болотам. Деревянные фун-
даменты с расположенными на них железобетонными поднож-
никами были рассчитаны как «плавающие».
Судя по отечественному и зарубежному опыту, можно счи-
тать, что фундаменты в условиях слабых обводненных грунтов
следует развивать не вглубь, а вширь. Используя большую пло-
щадь опоры и такие свойства обводненных грунтов, как вытал-
кивающая сила воды и явление присоса, можно создать рацио-
нальный тип фундамента опор ЛЭП для указанных условий.
Уралпромстройниипроект совместно с Уралэнергосетьпроек-
том с 1969 г. проводят исследования и внедряют в практику
строительства «плавающие» фундаменты для опор ЛЭП в усло-
виях болот Тюменской области и Среднего Урала. Энергосеть-
проектом в 1968 г. были разработаны и построены «плавающие»
фундаменты опор ЛЭП из дерева. Конструктивно эти фундамен-
ты представляют собой деревянные плоты большой площади в
плане, выполняемые из круглого леса и скрепляемые при помо-
щи стальных скоб. На эти плоты болтами крепятся обычные же-
лезобетонные подножники, на которые устанавливаются опоры
ЛЭП. Опыт многолетней эксплуатации таких фундаментов пока-
зал, что они могут успешно применяться.
Интересны данные по замерам осадки первого «плавающего»
фундамента опоры ЛЭП на болоте. Для замера осадки был уста-
новлен постоянный репер в виде стальной трубы, опертой на
скальное дно ^болота; нивелировка велась относительно этого
репера.
Очень интенсивно осадка происходила в первые восемь меся-
цев, затем осадка резко снизилась и в течение семнадцати ме-
сяцев составляла 1,4 см в месяц. За последующие два года
осадка не превышала 2 см/год. Характер осадки хорошо согла-
суется с теорией фильтрационной консолидации. В первой фазе
свободной консолидации под нагрузкой происходило отжатие
свободной, рыхлосвязанной и капиллярной воды из открытых
крупных пор. Первая стадия консолидации составила 82% оТ
146
полной осадки под нагрузкой. Во второй фазе уплотнение про-
исходило за счет отжатия воды из замкнутых пор и деформации
скелета^ По времени эта, фаза была длительнее первой, но вели-
чина деформации не превысила 15% от полной. Третья фаза —
вторичная консолидация, вызванная ползучестью и биологиче-
скими процессами в торфе. Она практически не прекращается
во времени, но составляет незначительную долю от полной де-
формации. *
При большой общей осадке фундамент не*имел заметных
кренов. Под воздействием осадки фундамента поверхность бог
лота прогнулась, и образовалась заполненная водой впадина,
края которой отстояли от граней фундамента на 6—8 м, т. е. на
0,75—1,0 ширины фундамента.
По верху «плавающего» фундамента была выполнена обва-
ловка. Грунт обваловки, состоящий из суглинка -с включением
щебня и камня разных размеров, с течением времени расползся
за пределы площадки фундамента. Замерами было установлено,
что на фундаменте слой грунта обваловки составлял 75—85 см\
за пределами фундамента грунт обваловки имел толщину
.20—30 см и вызвал дополнительный прогиб поверхности болота;
отдельные крупные камни были обнаружены на глубине до 50 см
ниже подошвы фундамента. При значительных масштабах этого
явления торфяное основание может быть дополнительно дефор-
мировано, s что приведет к неравномерной осадке фундамента.
Поэтому в конструкции фундамента надо предусматривать меры,
исключающие расползание обваловки.
Следующим этапом работы по «плавающим» фун^м?ёнтам
были разработка, исследования и внедрение в практику
строительсАа сборных железобетонных . тонкостенных «плава-
ющих» фундаментов, которые могут применяться для любых
сооружений на болотах или в условиях слабых водонасыщенных
грунтов. Были разработаны новые конструкции «плавающих»
фундаментов, удовлетворяющие следующим требованиям:
1) минимальный вес сборного элемента, для возможности
доставки его в районы, удаленные от дорог;
2) малый расход материалов;
3) выполнение «плавающего» фундамента большой площади
в плане из однотипных сборных элементов;
4) возможность выполнять преднапряжение арматуры для
повышения коррозионной стойкости фундамента;
5) выполнение фундамента с полостями в нижней части, соз-
даваемыми для возникновения эффекта «присоса» при работе
фундамента на отрыв;
6) возможность, выполнения фундаментов различной формы
из одного сборного элемента.
В настоящее время ведутся работы по фундаментам трех-ви-
дов: складчатый фундамент из сборных складок (оболочек),
ребристый фундамент с плитами из оболочек и ребристый фун-
147
дамент с плоскими плитами. Все эти фундаменты в зависимости
от вида сооружения ^действующих нагрузок могут применяться
либо как «плавающие», либо просто как облегченные фундамен-
ты большой площади в плане L • .
Ячеистая структура фундаментов позволяет в необходимых
случаях разместить балласт, который ,в «плавающих» фунда-
ментах, как это известно из опыта, служит для исправления
возможного крена при первоначальной осадке.
Складчатый фундамент состоит из отдельных складок, снаб-
женных диафрагмами. По складкам укладываются балки или
фермы, на которые крепится сооружение.
Ребристые фундаменты состоят из ребер и плит, в ребрах
предусматриваются отверстия для последующего натяжения
арматуры. Отдельные квадратные в плане сборные элементы
позволяют создать фундамент любой требуемой формы и пло-
щади. Конструкции фундаментов отвечают всем требованиям
строительства на болотах и слабых водонасыщенных грунтах,
включая использование слабой несущей способности грунта и
эффекта взвешивания (компенсации), а также эффекта «при-
соса» при действии отрывающих усилий за счет ячеистой нижней
поверхности.
Ячеистая нижняя поверхность увеличивает сопротивление
фундамента горизонтальным перемещениям. Благодаря неболь-
шому весу и однотипности секций сокращаются до минимума все
операции непосредственно на месте монтажа с использованием
крана. Полностью исключаются работы, связанные с мокрыми
проце&а;^и, земляные работы, что в условиях сурового климата
Западной Сибири и Урала весьма существенно.
В начале 1970 г. были разработаны рабочие чертежи фунда-
ментов для опор ЛЭП. Один из них состоял из шести складок,
выполненных из сборного железобетона. Складчатые элементы
бетонировались в деревянной опалубке, которая покрывалась пе-
ред укладкой бетона полиэтиленовой пленкой. Бетон укладывали
без верхней опалубки, поэтому применяли жесткую смесь с осад-
кой конуса 0,4 см. Бетон уплотняли площадочными вибраторами,
толщину оболочки проверяли при помощи щупов.
Отдельные складчатые оболочки имели размеры в плане
1,95X8,0 м и толщину 80 мм. Складки армировались одинарной
арматурой, расположенной посредине сечения. По торцам скла-
док и в середине были размещены поперечные диафрагмы. Две
утолщенные диафрагмы служили для крепления складки к же-
лезобетонным или к стальным фермам. В этих диафрагмах пе-
ред бетонированием были установлены оцинкованные заклад-
ные трубки, в которые при монтаже вводились болты.
1 Госкомитетом по делам изобретений и открытий при СМ СССР принято
решение о выдаче авторского свидетельства.
148
Опытное строительство осуществлял трест «Уралэлектро-
сетьстрой» в 1970 г. на линии электропередачи 220 кв на Сред-
нем Урале. Протяженность участка ЛЭП, проходящего по боло-
ту, составляла 800 м. В непосредственной близости от фундамен-
та глубина болота была равна 6,4—6,6 м. Основанием торфяных
отложений служил гранит, покрытый слоем суглинка толщиной
0,6—0,8 м. Рельеф дна болота был ровным, без значительных
уклонов. Влажность торфа высокая, поверхность болота по-
стоянно покрывалась водой, уровень которой менялся в неболь-
ших пределах в зависимости от количества осадков.
Залежь сложена осоковым и древесно-осоковым торфами со
степенью разложения около 30% и влажностью до 94%. Болото
относилось к I типу по строительной классификации: При дей-
ствии статической нагрузки на торфы данного типа преобладают
деформации сжатия со значительным сопротивлением сдвигу.
Все строительно-монтажные, работы были проведены, соглас-
но разработанной методике производства работ, до оттаивания
болота. Сборные элементы монтировали автокраном непосред-
ственно на замерзшей поверхности болота, на них устанавли-
вали стальные фермы и прикрепляли их оцинкованными болтами
к складкам. После этого устанавливали опору ЛЭП высотой
около 40 м. Таким образом, были полностью исключены земля-
ные работы. При оттаивании болота фундамент дал осадку, ко-
торая постепенно стабилизировалась.
Каждая складка была оборудована специальными обратны-
ми клапанами, которые пропускали воздух и воду при первичной
осадке фундамента, но позволяли создать эффект «присоса» при
отрыве фундамента от грунта.
Так как на фундаменты опор ЛЭП действуют большие отры-
вающие усилия, в построенных фундаментах не используется
принцип плавучести. Такие фундаменты могут быть «.плаваю-
щими», если складчатые элементы будут монтироваться в пере-
вернутом положении.
В результате опытного внедрения новых конструкций фунда-
ментов в условиях болот было выявлено, что применение этих
фундаментов при строительстве целого ряда сооружений (опор
ЛЭП, буровых вышек, легких зданий и т. д.) может принести
большой экономический эффект. Если сооружение фундамента
из железобетонных подножников для опоры ЛЭП на болоте с
.выторфовыванием требовало затрат труда бригады из 12 чело-
век в течение месяца, а деревянный «плавающий» фундамент
такая же бригада делала в течение двух недель, то на установку
сборного железобетонного фундамента звену монтажников из
3 человек потребовался всего один день; таким образом, сроки
строительства и трудозатраты были сокращены в несколько
десятков раз.
Облегченные конструкции «плавающих» фундаментов могут
быть доставлены в условиях бездорожья вертолетом и смонти-
11 А. Тетиор
149
рованы прямо на поверхности болота, после чего на них можно
устанавливать конструкцию. Таким образом, отпадает необхо-
димость в специальных механизмах для разработки грунта,
забивки свай, для которых требуется устройство дорог. Это по-
зволит быстрее и дешевле строить сооружения в труднодоступ-
ных заболоченных районах Тюменской области.
Рис. 54. Влияние формы фундамента на распределение контактных давлений:
а — картина полос для плоского штампа в объемной модели основания; б — то же для
вогнутого штампа; в — распределение контактных давлений для плоского и вогнутого
штампов; г — то же для жесткого выпуклого штампа; д — то же для гибкого штампа.
В процессе строительства и после его окончания велись на-
блюдения за осадкой фундамента, послойной деформацией тор-
фа и распределением контактных давлений на нижнюю поверх-
ность призматической оболочки. В начальный период, когда
происходило оттаивание торфа с поверхности, осадка фундамен-
та не наблюдалась. Торф под фундаментом сохранялся в мерз-
лом состоянии. Плиты фундамента играли роль термоса, огра-
ничивающего прохождение тепла в основание. По мере оттаива-
ния торфа вокруг фундамент садился вместе с платформой
мерзлого торфа, на которую он опирался. Вокруг фундамента
в радиусе около 10 м образовалась чаша осадки. В этот период
фундамент опирался на слой мерзлого торфа горизонтальными
150
полками складчатых элементов и нес полную нагрузку от опо-
ры ЛЭП. После полного оттаивания торфа вне площади фунда-
мента под ним оставалась платформа мерзлого торфа толщиной
около 20 см на глубине 10 .см под складками. В это время торф
уже частично заполнил полости оболочек. Вокруг фундамента
сформировалась чаша осадки, заполнившаяся водой. Отмечены
послойные деформации, повторяющие осадку поверхности, с за-
туханием ниже 4,0 м. Интересно, что уже при небольшой осадке
фундамента были отмечены послойные деформации торфа на
глубине 3—4 м.
Осадка фундамента происходила равномерно. Ось опоры
ЛЭП высотой 40 м все время как бы колебалась около верти-
кальной оси, отклоняясь весьма незначительно в разные сторо-
ны от нее. Максимальная разность осадок составила 4,1 см
(между крайними точкамй длинной стороны фундамента).
Контактные давления торфа замерялись гидростатическими
месдозами конструкции И. А. Гольдфельда, имеющими большую
чувствительность (20 г/см2), что позволяло замерять как давле-
ние на месдозу, так и отсос. Месдозы других типов не давали
возможности измерить небольшие контактные давления торфа,
максимум которых составлял 0,12 кг/см2. Месдоза представляет
собой плоскую круглую емкость, к которой припаяна медная ка-
пиллярная трубка, заканчивающаяся стеклянной капиллярной
трубкой с делениями, сообщающейся с атмосферой. Емкость за-
полнена под вакуумом жидкостью. Одна из крышек месдозы
гибкая, так что при изменении давления на месдозу изменяется
ее объем и уровень воды в мерной
капиллярной трубке. По этому
уровню судят о давлении на мес-
дозу.
Было выявлено, что при дей-
ствии вертикальной нагрузки кон-
тактные давления торфа близки к
равномерным.
, ;Под действием ветровой на-
грузки эпюра давлений становит-
ся неравномерной при больших
порывах ветра под краями фун-
дамента может возникнуть не-
большой присос.
Рис. 55. Влияние формы фундамента на
распределение напряжений в “основании:
а — распределение вертикальных напряжений
в горизонтальных сечениях; б — то же в вер-
тикальных сечениях; 1 — для выпуклого штам-
па; 2 — для плоского штампа*; 3 — для- вогну-
того штампа; 4 — теоретическое решение.
11*
Г51
На болотах возможно также применение фундаментов в фор-
ме мембран, предложенных нами ранее [32]. Гибкие мембраны
могут быть использованы при вдавливающей и выдергивающей
нагрузках как анкеры типа парашютов. Мембранные фундамен-
ты могут выполняться из тонких гибких мембран или из сеток и
устанавливаться на место путем погружения в торф.
Важным вопросом для расчета фундаментов с криволиней-
ной формой подошвы и определения деформаций основания яв-
ляется распределение контактных давлений и напряжений в
основании. Проведенными опытами методом фотоупругости
Рис. 56. Расчетная схема складчатого фундамента:
а — складка на основании из пружин; б — схема усилий и деформаций; в, г — эпюры
напряжений и перемещений.
было установлено, что для жесткого вогнутого штампа эпюра
контактных давлений седлообразна, тогда как для жесткого
выпуклого штампа она имеет параболическую форму (рис. 54).
Контактные давления под гибким выпуклым штампом распре-
деляются по седлообразной кривой. Следовательно, при расчете
многопролетных складчатых фундаментов принятие равномерно
распределенной эпюры контактных давлений должно вести к по-
вышению запаса прочности.
Опыты по определению влияния формы фундамента на рас-
пределение вертикальных и горизонтальных напряжений в осно-
вании показали, что влияние формы штампа сказывается в пре-
делах небольшой глубины и больше всего форма подошвы влияет
на распределение горизонтальных напряжений (рис. 55). Это
152
можно учитывать при расчете осадок фундаментов с криволи-
нейной формой подошвы. Натурные опыты показали, что влия-
ние формы подошвы на осадку для больших фундаментов очень
невелико.
Сплошные фундаменты в форме складчатых оболочек эффек-
тивны на слабых, сильносжимаемых грунтах или в качестве
«плавающих» фундаментов. В связи с этим их можно рассчиты-
вать, применяя гипотезу прямой пропорциональности между на-
грузкой и осадкой,
(81)
Р=ку,
где Р — нагрузка на фундамент;
к — коэффициент пропорциональности (коэффициент пос-
тели);
у — осадка.
Действие грунта на складчатую плиту заменяется давлением
пру^кин, сжимающихся под воздействием внешних нагрузок.
Предполагая отсутствие трения между фундаментом и грунтом,
считаем реакцию грунта направленной перпендикурярно к по-
верхности складки (рис. 56). Учитывая, что сжимаемость грун-
тов в разных направлениях неодинакова, коэффициенты постели
под горизонтальными частями кь и под наклонными плитами ка
принимаются различными.
Складчатую плиту разделяют на три прямых участка, взаи-
модействие которых определяется приложенными к концам уча-
стков нормальными и поперечными силами и моментами. Если
пренебречь влиянием нормальных сил Na и Nb на деформацию
отдельных участков, то по концам будут действовать моменты
М и поперечные силы Та и Ть.
Усилия Та, Тъ, Т'ь и моменты М являются статистически не-
определенными величинами, для которых действительны усло-
вия: t
а) вертикальные перемещения обеих частей, соединенных в
точке &, должны быть одинаковы;
б) поворот узла в точке b аналогичен повороту жесткого рам-
ного узла;
в) вертикальные составляющие давления грунта уравнове-
шиваются внешней нагрузкой, а поперечные силы в точке а на-
клонного участка равны проекции внешней силы Р на плоскость
его торца. Все эти условия можно выразить формулами:
nsina-y/
йь^со',
, } (82)
(Та — Р b) а~Ь Ть — Р,
Та=Р sin а.
Решая уравнение (82), получаем зависимости, с помощью кото-
рых вычисляем неизвестные внутренние усилия в складчатой плите:
153
— BaaaTa+BaaaTb — Bb (ab — ab) Tb sin a —
— ^СаЬь — сь (bb — ₽») sin a] M=0,
— Ca$aTa~^CabaTb + Cb (bb Pi>)
-[2Dada+Db(2db-yb)]M=Q,
(Ta — Tb) s\na+Tb — P=O,
(83)
9 9 2
T„=Psina, B=-, C=—, D=—,
a kr kr* kr*
где aa, ab, ba, bb, da, db, aa, ab, pa, pft и у* —функции безразмер-
ной величины %=—, определяемые по таблицам, приведенным в ра-
' г
боте [47].
Если складчатая оболочка имеет постоянную толщину и коэффи-
циенты постели одинаковы во всех направлениях, расчет можно уп-
ростить, принимая аа==аь=а; Ьа=Ьь = Ь и т. д. Тогда формулы (83)
примут вид
аТа — аТь-\-(а — а) Тъ sin а М\Ь (1 — sin a)-j-
+ (3sina]=0,
, 1 (84>
$Та - $ТЬ - (Ь - Р) М (4d —) у=0,
[(Та — Th) sinа+т'ь — Р=0, Та=Рsina.
На рис. 56 приведены эпюры напряжений и перемещений, постро-
енные для складки, загруженной по торцам силами' Р=2 т/пог.м.
Длина складки равна 1,8 я, коэффициент постели для суглинков
в основании 7<=347 т/м2.
Как показали результаты экспериментов и внедрения, склад-
чатые конструкции в фундаментах на слабых грунтах можно
рассчитывать как складки в покрытиях на действие равномерно
распределенной нагрузки, за которую принимается давление,
грунта.
Расчет складчатых элементов методом предельного равнове-
сия производится для двух случаев — без образования продоль-
ной трещины (трещин) и с образованием продольных трещин/
Расчет для случая без образования продольных трещин вы-
полняется по расчетной схеме балки. За разрушающую нагруз-
ку принимается равномерно распределенное давление грунта.
Оно подсчитывается из условия равенства работ внешней нагруз-
ки и внутренних сил на возможных перемещениях. Возможно
образование большего или меньшего числа пластических шар-
ниров, в зависимости от параметров оболочки.
154
Анкерные фундаменты
В сооружениях башенного типа на оттяжках (мачты, трубы)
анкерные фундаменты воспринимают выдергивающие усилия,
направленные обычно по оси анкера. В качестве анкерных фун-
даментов используются различные конструкции, изготовляемые
из железобетона и стали.
По схеме работы анкерные фундаменты подразделяются на
следующие виды:
свободно лежащие гравитационные анкеры;
анкеры мелкого заложения;
анкеры глубокого заложения.
Рис. 57. Облегченные типы анкерных фундаментов:
а — винтовой; б — раскрывающийся; в, г — из стальных оболочек; д — пластинчатый;
е, ж, и — конические.
Анкеры первого вида воспринимают направленное вверх уси-
лие собственным весом. Если анкерная плита, свободно лежащая
на грунте, прочно связывается с грунтом за счет сцепления и ат-
мосферного давления, сопротивление ее выдергиванию склады-
вается из собственного веса и сил присоса (вакуумного эффек-
та). В водонасыщенных глинистых грунтах Тюменской области
силы вакуумного эффекта могут достигать большой величины,
поэтому применение свободно лежащих гравитационных анкер-
ных плит может быть эффективно.
Для повышения анкерующего усилия применяется заглубле-
ние анкеров в грунт. Анкеры мелкого и глубокого заложения
могут работать как анкерные плиты или воспринимать усилие
за счет трения о грунт. Анкеры мелкого заложения конструиру-
ются обычно как заглубленные плиты, выдергивающее усилие
воспринимается весом конуса грунта над анкером. В больший-'
стве случаев заглубление плиты ведет к повышению выдерги-
вающего усилия.
Анкеры трения выполняются длинными, обеспечивающими
надежное сцепление с грунтом.
155
Анкеры трения выполняются длинными, обеспечивающими
надежное сцепление с. грунтом.
Одна из основных задач проектирования анкерных фунда-
ментов— уменьшение расхода материалов на единицу выдерги-
вающего усилия при одновременном повышении индустриаль-
ное™ возведения анкеров. Предложен ряд конструкций облег-
ченных анкеров, выполненных из стали и железобетона (рис. 57).
К числу наиболее рациональных относятся винтовые анкеры,
стальные лопасти которых завинчиваются в грунт при помощи
специальной машины M3C-13. Эти анкеры могут быть исполь-
зованы в различных грунтовых условиях, но при близком зале-
гании скальных пород на Урале и в слабых, текучепластичных,
заторфованных грунтах Тюменской области они будут иметь не-
большое анкерующее усилие.
Распорные анкеры как забивные, так и устанавливаемые в
пробуренные скважины конструируются по типу гарпунов. Во
время забивки распорный анкер складывается для уменьшения
лобового сопротивления, а при выдергивании его лопасти рас-
крываются и врезаются в грунт. Лопасти анкера могут разме-
щаться не только на конце, но и по всей длине ствола. Распор-
ные анкеры с шарнирно , связанными между собой лопастями
широко используются в энергетическом строительстве в США.
Чаще всего анкеры устанавливают в пробуренную скважину,
которую затем заполняют грунтом. Все элементы распорного
анкера изготовляются из чугуна. Распорные анкеры, устанавли-
ваемые в скважину диаметром 25 см и имеющие площадь лопастей
1200 см2, воспринимают выдергивающее усилие до 15 т. Извест-
ны другие конструкции распорных анкеров, применение которых
ограничено из-за сложности изготовления [55]. Распорные анке-
ры могут быть применены в грунтовых условиях Урала и Тюмен-
ской области.
Облегченные анкерные плиты, устанавливаемые в пробурен-
ные скважины или в котлованы, в последнее время конструируют
тонкостенными, максимально снижая их вес. В Англии и Канаде
применяют стальные анкеры, выполненные в форме конуса или
складчатой плиты. Известна конструкция анкерной плиты в фор-
ме мембраны, которая благодаря воронкообразной форме обес-
печивает центральное приложение нагрузки [55].
В облегченных анкерах уменьшается расход материалов за
счет придания анкерной плите формы тонкостенной изогнутой
оболочки. Наиболее рационально применение анкерных оболо-
чек повышенной грузоподъемности (до 1000—2000 т). В таких
случаях их целесообразно выполнять из сборного железобетона.
Интересно применение оболочек в качестве оттяжек ванто-
вых конструкций гаража в Красноярске. Вместо массивных мо-
нолитных бетонных анкеров были поставлены тарельчатые ан-
керы из четырех сборных железобетонных секторов. Поверхность
грунта подготовили по форме оболочки, уложили на место при
156
помощи крана секторы, стыки между секторами замонолитили
со сваркой выпусков арматуры. Неплотности между оболочкой
и грунтом заполнили тощим раствором (введенным через спе-
циальные отверстия в оболочке).
Облегченные анкерные плиты могут найти широкое примене-
ние в грунтовых условиях Тюмейской области.
На Урале при близком залегании скальных грунтов рацио-
нальны анкеры, жестко закрепленные в основании. Анкеровка в
скальных грунтах или в плотных выветрелых породах произво-
дится следующим образом: выбуривается скважина с уширения-
ми, в нее заводится трос, закрепляемый инъецированием цемент-
ного раствора или смолы. В условиях Урала анкеровка может
выполняться с помощью буронабивных свай с уширениями.
Забивные анкерные сваи издавна применялись для восприя-
тия выдергивающих усилий. Однако в условиях слабых водона-
сыщенных грунтов анкерующее усилие таких свай очень неболь-
шое.
Лабораторией оснований и фундаментов были проведены
исследования рациональных облегченных анкеров (плит и свай).
В лабораторных и натурных условиях изучалось напряженно-
деформированное состояние фундаментов и грунта, влияние
формы анкера на величину анкерующего усилия.
Опыты в лабораторных условиях проводились с применением
поляризационнооптического метода и тензометрирования на же-
лезобетонных образцах. На лотке с прозрачной стенкой изуча-
лось влияние формы анкера на, схему потери устойчивости грун-
тового массива над анкером. Для определения послойного де-
формирования расположенного на^ анкером грунта в негр вво-
дились окрашенные прослойки,.
Опыты методом фотоупругости были проведены в плоской
и объемной задачах. В плоской задаче на моделях из желатина
было установлено напряженное состояние грунтового массива
вокруг анкера и распределение контактных напряжений и сил
трения по контакту анкера и грунта.
Расположение конической оболочки вершиной вверх увели-
чивало объем деформируемой зоны и уменьшало концентрацию
контактных давлений по сравнению с плоской плитой. При вы-
дергивании моделей слабоконических свай и свай с уширенной
пятой деформируемая зона также увеличивалась. Для слабоко-
нических свай былОчХарактерно развитие зоны деформаций в
горизонтальном направлении.
Для определения несущей способности облегченных анкер-
ных плит и свай были проведены лабораторные испытания на
моделях.
Модели конических оболочек представляли собой металли-
ческие штампы с углом при вершине 90; 120 и 150° и диаметром
300 мм. Для сравнения был взят грибовидный анкер того же
диаметра. Испытания проводились на трех глубинах заложения,
157
равных одному, двум и трем диаметрам оболочки, при выпук-
лой и вогнутой форме подошвы по отношению к направлению
вырывающего усилия.
Модели слабоконических свай-оболочек с углом при вершине
1,5 и 3° и цилиндрической сваи-оболочки были сделаны из желе-
зрбетона и имели длину 1200 мм и диаметр 150 мм.
Испытания проводились в железобетонном лотке размерами
2 X 2 X 2 м в сухом мелкозернистом песке и в суглинке. Выдер-
гивающее усилие передавалось на модель через рамку от гид-
равлического домкрата, установленного на упорной балке лотка.
Нагрузка прикладывалась ступенями по 20—25 кг с выдерж-
кой каждой ступени’до стабилизации перемещений. За стабили-
зацию принималось отсутствие приращения перемещений фун-
дамента за 10 мин наблюдений. Величина нагрузки фиксирова-
лась динамометром, помещенным между домкратом и рамкой.
Перемещения оболочки в процессе приложения нагрузки заме-
рялись двумя прогибомерами, установленными на рамке.
При вертикальном направлении вырывающего усилия несу- •
щая способность конических оболочек с выпуклой подошвой
была больше, чем оболочек с вогнутой подошвой и плоской
плиты.
С увеличением глубины заложения влияние конусности
уменьшалось и по несущей способности выпуклые анкеры прибли-
жались к плоскому. На глубине заложения, равной одному диа-
метру модели, несущая способность выпуклого штампа была
больше, чем плоского, на 17%, ца глубине, равной двум диамет-
рам,— на 10%, на глубине, равной трем диаметрам, несущая
способность оболочек была практически равна несущей способ-
ности плоской плиты. Несущая способность анкерных оболочек с
выпуклой формой подошвы возрастала в 2,3 и в 3,5 раза соответ-
ственно при увеличении глубины заложения от двух до трех диа-
метров.
Модели с вогнутой формой подошвы имели несущую способ-
ность примерно на 17—49% меньшую, чем плоский анкер, при-
чем это соотношение не менялось с изменением глубины зало-
жения.
Несущая способность слабоконических свай-оболочек боль-
ше, чем цилиндрической, и возрастает с увеличением угла при
вершине. Несущая способность слабоконической сваи-оболочки
с углом при вершине 3° на 20% больше, чем цилиндрической.
В опытах методами М. В. Малышева и В. И. Курдюмова на
лотке с прозрачной стенкой в качестве грунта основания исполь-
зовались суглинок и песок. Было установлено, что при верти-
кальном выдергивании глубокозаложенной конической оболочки
в начальной стадии конус вырыва не образуется. Перемещение
анкера происходит за счет уплотнения вышележащего грунта и
образования в нем уплотненных зон. В песчаных грунтах, помимо'
этого, еще за счет осыпания песка в полость под анкером. При
158
больших перемещениях анкера образуется цилиндрическое тело
вырыва, в верхней части переходящее в конус.
Мелкозаложенные конические оболочки в маловлажных гли-
нистых грунтах образуют четкий конус вырыва. Вслед за появ-
лением наклонных трещин в грунте возникают вертикальные
трещины вследствие того, что консоли из грунта не могут суще-
ствовать. По-видимому, в натурных условиях' также возможно
уменьшение вырывающего усилия за счет описанного явления.
При выдергивании слабоконической сваи или конической
оболочки вершиной вверх возникают горизонтальные состав-
ляющие усилий вырыва, которые вовлекают в работу больший
объем грунта и повышают сопротивление анкера. Уширение в
нижней части забивной сваи работает как анкер глубокого зало-
жения.
При выдергивании обычной цилиндрической сваи наблюда-
лось перемещение окрашенных полос только по контакту сваи
и грунта, тогда как для слабоконической сваи вертикальные пе-
ремещения полос были заметны на некотором удалении от сваи
(до одного-двух диаметров сваи).
При выдергивании сваи с уширением характера движения
окрашенных полос был примерно таким же, как для обычной
цилиндрической сваи, только вблизи уширения наблюдались
большие перемещения.
В случае глубокого
заложения свай-оболочек
конус вырыва обычно не
образуется. Конус выры-
ва образуется тогда, ’ког-
да усилия, препятствую-
щие вырыву анкера, пре-
высят вес конуса грунта
и сопротивление разрыву
по поверхности конуса.
Натурные и лабора-
торные опыты с тензомет-
рированием позволили ус-
тановить напряженно-де-
формированное состояние
и эпюры контактных дав-
лений для анкеров в фор-
ме конических оболочек.
Эпюры давлений имели
параболическую форму,
поэтому в расчетах мож-
но принимать в запас
Рис. 58. Расчетные схемы
Прочности равномерно облегченного типа:
распределенную эпюру
контактных давлений. Как
а — коническая оболочка; б — цилиндриче-
ская свая с уширением; в — слабокониче-
ская свая.
159
показали опыты, расчет конических анкерных оболочек по бето-
ну можно вести с использованием формул, приведенных в гла-
ве II.
Натурные опыты с анкерными фундаментами в форме кони-
ческих оболочек и с анкерными сваями (цилиндрическими, сла-
боконическими и с уширениями) проводились в г. Сургуте Тю-
менской области и в Свердловске. Эти опыты подтвердили: ре-
зультаты лабораторных исследований по напряженно-деформи-
рованному состоянию анкеров и влиянию формы анкера на ве-
личину выдергивающего усилия.
Забивка слабоконических свай и свай с уширениями не вызыва-
ла затруднений,.а образующаяся выше острия полость заполня-
лась оплывающим грунтом. Сразу после забивки без дополнитель-
ных мероприятий свая могла воспринимать выдергивающее уси-
лие.
Основной задачей проектирования анкерных фундаментов
является определение предельного сопротивления грунта их вы-
дергиванию (рис. 58). Для фундаментов мелкого заложения
(конические фундаменты-оболочки) сопротивление выдергива-
нию можно вычислять по формуле |[56]
Рпр=Q + N cos ф+G, (85)
где Q — вес грунта в Ьбъеме усеченного конуса;
N — сила сопротивления грунта отрыву, действующая по боковой
поверхности конуса;
G — вес оболочки;
ф— угол наклона образующей конуса вырыва к реи анкера; для
расчетов угла ф принимается при твердых связных грунтах
равным углу внутреннего трения <р, при тугопластических —
0,66ф, при насыпных грунтах с объемным весом около
1,57 т/м3 — О,3ср.
. Составляющие Q и Af определяются по формулам:
Q=i!2£iri + ™!84+±[»tg4,ri,
4 L D 3 \D & 7 J
„ (86)
Л^~(О+/71ёф),
cos ф
где у — объемный вес грунта;
Я— глубина заложения анкера;
D — диаметр оболочки;
с — удельное сцепление грунта.
При увеличении глубины заложения анкерных фундамен-
тов — оболочек вес бонуса вырыва возрастает и после достиже-
ния некоторой глубины анкерный фундамент может работать но
схеме глубокого заложения. Это может произойти, если' вес ко-
нуса вырыва и сопротивление грунта отрыву по поверхности ко-
нуса меньше предельного сопротивления грунта по поверхности
160
анкерного фундамента или уплотненного грунтового ядра над
фундаментом. В этом' случае несущую способность анкерного
фундамента можно определять по формулам для расчета анкер-
ных свай с уширениями, приведенным ниже. Оптимальное за-
глубление анкерного фундамента необходимо рассчитывать,
исходя из нагрузок.
Предельное сопротивление свай с уширением в оплывающих
грунтах или при уплотненной засыпке полости выше уширения
можно определять по формуле [56]
Рпр=0,785 (D? - d2) (Л+ад+/« (# - £>y)+G, (87)
где Dy — диаметр уширения;
d — диаметр ствола;
А и В — коэффициенты, зависящие от угла внутреннего трения
грунта в рабочей зоне, принимаемые по табл. 11 рабо-
ты [56];
с — удельное сцепление грунта в рабочей зоне;
у — объемный вес грунта;
Н — глубина забивки сваи;
G — вес анкерной сваи; -
f — среднее удельное сопротивление грунта основания по
боковой поверхности ствола и уширения сваи, прини-
мается по табл. 2 СНиП II—Б.5—62;
и — периметр ствола и уширения сваи.
Расчетное сопротивление анкеров вычисляют по формуле
Р=ктРър,
где к — коэффициент однородности грунта, принимаемый по
табл. 8 работы [56];
т — коэффициент условий работы, зависящий от грунтовых
условий и принимаемый по табл. 9 работы [56].
Предельное сопротивление по грунту наклонных свай боль-
ше, чем вертикальных свай, погруженных на одинаковую глу-
бину, считая по вертикали. Оно определяется по формуле [56]
Рпр2—Рпр! G2 (89)
где РПР1 — предельное сопротивление вертикальной сваи, определяе-
мое по формуле (88);
h, 4 — длины свай, погруженных под разными углами;
d — диаметр сваи;
Qi — удельное давление грунта на ствол свай.
Конические анкеры конструируют из железобетона на бетоне
М200 или М300, диаметром от 1,5 до 9 му переменной толщины
(61 = 100-г-200 мм у края и 62=1504-300 мм в центре). Угол на-
клона образующей конуса а принимают в пределах 20—35°
(рис. 59).
Анкерные облегченные сваи проектируются длиной (Лрот
6 до 12 м, диаметром (D{) 400—800 мм. Длину уширения (Лу)
161
Рис. 59. Конструктивные схемы конических анкеров:
а — конус вершиной вверх; б — конус вершиной вниз.
принимают из расчета анкеровки, но не менее 1,0 м. Диаметр
уширения должен быть в 1,5—3 раза больше диаметра сваи.
Высота ножа h0 принимается равной диаметру сваи Du Толщина
61 и 62 стальных деталей уширения должна быть не менее
8—10 мм. Размеры ha и 1а принимаются в соответствии с конст-
рукцией оттяжек (рис. 60).
Подпорные стенки
Подпорные стенки служат для поддержания откосов выемок,
насыпей, естественных склонов, набережных, а также для за-
щиты прибрежной полосы и сооружений от действия волн. По
статической работе подпорные стенки делятся на ленточные и
контрфорсные. Первые имеют постоянное поперечное сечение,
вторые отличаются тем, что отдельные стенки опираются на
контрфорсы.
Как известно, в строительстве в настоящее время применяют-
ся подпорные стенки массивные, тонкие и комбинированные,
состоящие из массивных элементов и разгружающих тонкостен-
ных железобетонных элементов (рис. 61). Наименьший расход
материалов имеют тонкие стенки, выполняемые из высокопроч-
ных материалов — железобетона, стали, алюминия, пластмасс.
Тонкие стенки могут быть уголковыми, контрфорсными, оболоч-
ками и с разгружающими площадками. Устойчивость тонких
162
Массивные стенки
Уголковые
Рис. 61. Типы подпорных стенок:
1,2 — трапецеидального профиля; 3 — с наклонной задней гранью; 4, 5 — с разгрузочной
площадкой; 6—8 — уголковые; 9 — с зубом; 10 — сборная с анкеровкой; 11, 12 — контр-
форсные; 13 — с наклонной гранью; 14 — с разгрузочной плитой; 15 — с разгрузочным ко-
робом; 16 — цилиндрическая; 17 — с разгрузочной плитой; 18 — с контрфорсами; 19 —
призматическая; 20 — из свай-оболочек; 21 — с анкером; 22, 23 — с разгрузочной плитой;
24 — гиперболический параболоид; 25 — из гибких мембран; 26 — с жесткими оболочками
и мембр.анами; 27—29 — мембранного типа.
стенок обеспечивается вовлечением в работу большого объема
грунта.
К числу наиболее часто применяемых конструкций подпор-
ных стенок относится уголковая стенка, горизонтальная часть
которой удерживается весом вышележащего объема грунта и
обеспечивает устойчивость стенки, а вертикальная часть воспри-
нимает активное давление грунта. Уголковые подпорные стенки
экономичнее по расходу бетона, чем контрфорсные, при высоте
до 6 м.
Уголковые и контрфорсные стенки можно выполнять из сбор-
ного железобетона с вертикальной разрезкой на отдельные
блоки.
Ширина горизонтальной части подпорной стенки рассчиты-
вается из условия устойчивости на сдвиг по грунту (горизон-
тальные силы, вызывающие сдвиг, должны быть меньше сил
трения горизонтальной части стенки по грунту, препятствующих
сдвигу). Удерживающие от сдвига силы зависят от коэффициен-
та трения бетона по грунту и веса стенки. Коэффициент тления
бетона по песчаным и глинистым грунтам равен 0,25—0,35, по-
этому для сокращения горизонтальной части стенки эту часть
делают с наклоном или предусматривают зуб, увеличивающий
сопротивление сдвигу.
Контрфорсные стенки имеют обычно большую высоту (более
6—8 ж), выполняются из сборного или монолитного железобето-
на. В них часто используют грунт засыпки для повышения общей
устойчивости сооружения. Для этого устраиваются различные
разгружающие площадки или анкерные тяги (43].
Для использования в подпорных стенках предложены обо-
лочки и мембраны различных форм: цилиндрические, коноидаль-
ные, гиперболический параболоид, эллиптические (см. рис. 61).
Подпорные стенки в форме оболочек можно подразделить на
следующие виды:
уголковые;
контрфорсные;
уголковые и контрфорсные с разгружающими плитами-обо-
лочками;
мембранные;
из армированного грунта.
В первых трех использованы известные схемы подпорных
стенок, но плоские железобетонные элементы заменены криво-
линейными,, имеющими высокую прочность и жесткость при ма-
лом расходе материала. В последних двух видах подпорных сте-
нок применены принципиально новые схемы. В этих схемах бо-
ковое давление грунта воспринимается тонкостенной мембраной
или оболочкой, выполненной из высокопрочного материала.
Устойчивость стенки на сдвиг обеспечивается анкерами в форме
полос, «армирующих» грунт засыпки, или обычными анкерами.
Заменой плоских железобетонных элементов в уголковых и
12 А. Тетиор
165
контрфорсных пбдпорных стенках на криволинейные элементы
из оболочек можно сократить расход бетона и стали в 2—2,5 ра-
за. С учетом того, что производство работ по бетонированию
стенки и обратной засыпке пазух почти fie отличается в случаях
устройства оболочек и обычных подпорных стенок, получается
сокращение общей стоимости строительства на 30—40%. При
строительстве подпорной стенки-оболочки в форме гиперболиче-
ского параболоида в районе Кольцово в Свердловске, при высо-
* те уголковой железобетонной стенки 4,0 ж, расход бетона был
снижен по сравнению с обычной стенкой в 3,5 раза, расход ста-
ли— на 20%, общая стоимость — на 35%.
Наиболее эффективны такие конструкции стенок, в которых
используется грунт засыпки для повышения устойчивости соо-
ружения и одновременно снижается боковое давление грунта.
Сюда могут быть отнесены контрфорсные стенки-оболочки с раз-
гружающими площадками-оболочками. Оболочка большой
кривизны или оболочка, имеющая наклонную . заднюю грань,
несколько снижает давление грунта, а разгружающие плиты по-
зволяют повысить устойчивость стенки. На рис. 61 показана
сборная контрфорсная стенка-оболочка с разгружающими пло-
щадками-оболочками, описанная в работе [43]. Разгружающие
площадки располагаются на кронштейнах, размещенных вдоль
стенки с шагом от 1 до 2,5 ж. В работе [43] рекомендуется возво-
дить такие подпорные стенки в следующем порядке:
рытье котлована;
установка сборных стоек;
монтаж контрфорсов и замоноличцвание стыков;
монтаж плит-оболочек.
Подпорные стенки в форме мембран могут быть применены
для любых грунтов. В работе [44] предлагается использовать
подпорные стенки в форме гибких мембран при сооружении на-
бережных, причем по верху мембранной стенки устраивается
уголковая железобетонная стенка. Можно использовать мем-
бранные элементы и для уменьшения активного давления грун-
та. В этом случае можно уменьшить сеченйе железобетонных
элементов, заглубленных в грунт. Мембранные стенки рассчиты-
вают на активное давление грунта, распределение которого по
глубине принимается по треугольнику или по трапеции, как для
обычных подпорных стенок. Элементы мембран, непосредственно
воспринимающие активное давление грунта, имеющие криволи-
нейную форму и образующие грань подпорной стенки, рассчиты-
вают, условно принимая равномерное распределение давления в
пределах высоты криволинейного участка мембраны.
Размеры горизонтальных участков мембранной оболочки в
подпорной стенке определяются из условия
tg» (45°—
-------------------------------------2
h - 2 tg ф
(90)
где S— длина горизонтального участка мембраны;
h = па\
п — число слоев мембранных оболочек;
а — высота одной оболочки.
Мембранные стенки можно сооружать из любых гибких ли-
стовых материалов (пластмассы, искусственных тканых ‘матери-
алов, стали, алюминия). Горизонтальные элементы стенок мо-
гут быть выполнены из сплошных листов или из отдельных анке-
рующих гибких тяг, которые закрепляются в грунте за счет
трения грунта по боковой поверхности либо прикрепляются кон-
цами к анкерным плитам.
При послойной укладке грунта на анкерующие элементы
необходимо обеспечить уплотнение засыпки,, исключающее по-
следующую осадку.
Подпорные стенки конструкции А. Видаля, сооружаемые во
Франции, являются модификацией описанных выше мембран-
ных стенок. Эти конструкции носят название «подпорные стенки
из армированного грунта», хотя в них использованы не только
элементы, «армирующие» грунт, но и оболочки (см. рис. 61).
Конструкция состоит из жесткой оболочки, армирующих элемен-
тов, прикрепленных перпендикулярно оболочке, и грунта, засы-
панного с уплотнением на всю высоту стенки. Жесткая оболочка
выполняется из стальных, алюминиевых или пластмассовых
элементов эллиптической формы, которые соединяются с помо-
щью зажимов, устанавливаемых со стороны грунта. Волнистые
элементы удерживаются при помощи армирующих элементов,
изготовляемых из стали, алюминия или пластмасс в виде гибких
полос, канатов или сеток. Таким образом, отличие этой конст-
рукции от подпорных стенок-мембран состоит только в том, что
оболочка выполнена жесткой. «Армирующие»^ грунт элементы
удерживают оболочку за счет трения о грунт и крепятся к обо-
лочке болтами. Подпорные стенки из армированного грунта мо-
гут быть сооружены в любых грунтовых условиях. Опыт строи-
тельства таких стенок во Франции показал, что их стоимость
при увеличении высоты возрастает медленнее, чем железобетон-
ных стенок. Долговечность этих стенок проверялась путем уста-
новки в грунт элементов из оцинкованной стали. Было установ-
лено, что срок службы таких элементов составляет около 80 лет
[45].
Высота подпорных стенок ограничивается прочностью арми-
рующих элементов и наружной оболочки. Подбором сечений и
длины этих элементов можно получить подпорные стенки прак-
тически любой высоты.
Сечения элементов подпорной стенки подбираются следую-
щим образом:
1) рассчитывается давление грунта q на подпорную стенку;
2) рассчитываются длинные оболочки на действие активного
12*
167
давления грунта в пролете между соседними армирующими эле-
ментами;
3) по известной реакции в месте прикрепления армирующего
элемента подбирается его длина и сечение. Длина элемента рас-
считывается из условия восприятия реакции за счет трения арми-
рующего элемента о грунт за пределами призмы -обрушения
H<xF. (91)
В работе [46] описаны мембранные подпорные стенки, исполь-
зуемые в плотинах и для поддержания откосов грунта (см.
рис. 61). При сооружении плотины из гибкой мембраны на рас-
четных расстояниях ставят анкерные тяги, которые крепят к ан-
керной плите или к продолжению мембраны, уложенной на грунт
и удерживаемой весом воды. В этой же работе описаны мембран-
ные подпорные стенки из стальных сеток. Вначале укладывается
сетка из стальных тросов с крупными ячейками, к которой кре-
пятся горизонтальные анкерные тяжи, затем по ней со стороны
засыпки устанавливается стальная сетка с мелкими ячейками,
по которой располагают тонкую синтетическую мембрану. Таким
образом, в этой конструкции использована вантовая система.
Для защиты вант от коррозии рекомендуется покрытие их синте-
тическим слоем.
Одним из важных вопросов расчета подпорных стенок-обо-
лочек является определенйе давления грунта на криволинейную
поверхность оболочки.
В выполненных исследованиях по определению давления
грунта на цилиндрические ограждения не учитывались силы тре-
ния, возникающие между засыпкой и ограждением. Согласно
полученным результатам, давление грунта на цилиндрическую
подпорную стенку меньше, чем на плоскую, а расчетные уравне-
ния отличаются от полученных по Кулону.
Для подпорных стенок особенно рациональны гиперболиче-
ские параболоиды, в которых момент сопротивления горизон-
тального сечения увеличивается пропорционально росту давле-
ния грунта.
Подпорная стенка в форме гиперболического параболоида,
нагрузка на которую распределяется по треугольнику, рассчи-
тывается по формулам:
F=т V у*х+Ъ W+/2 (у);
2 2с •
d2F ab , £" / \
ох= ——у— х+ К (у);
ду2 2с 2
d2F ?,,, , х ab
дх2 2с
Tx=rxa; Ту=гуЬ-
(92)
168
Для получения неизвестных функций /" устанавливаются гранич-
ные условия:
х=0->ох=0, f”2(y)=O, ах=у^х-,
2с
у=0->ау=0, /"(х)=0, <ту=0; •
a2h ab (Уо)?
х=а->аЛ=0, у-£, вх=у^(х — аУ, -
y=b-><Jy=O, /"(х)=0, ву=0,
где qz=yy;
ох, (уу — нормальные напряжения по безмоментной теории;
тх, у — касательные напряжения по безмоментной теории.
В случае треугольной нагрузки, увеличивающейся к вершине,
расчет ведется по формулам:
F=y^xy(b— ^у\^Ь(х)+^(уУ
2с \ 2 /
d2F ab . r«rz / \ с" / \
¥^(6 —jOi Г,-ВД Т =ТЬ.
2с
(94)
Для решения уравнений (94) устанавливаются граничные условия:
х=0—>ах=0, /;(у)==0, ах=— у^х;
у=0->оу=0, /" (лг)=О, оу=0;
* А £" / \ аЬ I \
x-a~>ox=0, f2(y)=y—, <JX=-у-(х —а);
y=b ->Оу==0, f\ (х)=0, оу=0,
Арматура располагается посредине сечения подпорной стен-
ки, толщина которой подбирается в пределах 100—200 мм. Поле
оболочки армируется равномерной сеткой с шагом в обоих на-
правлениях 200 мм. По краям оболочки ставится усиленная
арматура для восприятия сил Тх и Ту (см. рис. 63).
Подпорные стенки в форме гиперболических параболоидов,
коноидов и складок, помимо экономических соображений, сле-
дует проектировать и из-за “большой архитектурной выразитель-
ности этих конструкций.
Для повышения устойчивости подпорной стенки на сдвиг, по
грунту нами предложено устраивать горизонтальную плиту так-
же в форме ’оболочки, внутреннее пространство которой запол-
нено грунтом (см. рис. 63). Силами, препятствующими сдвигу,
будут не силы трения бетона по грунту, а усилия среза грунта
в нижней плоскости основания оболочки. Эти усилия значительно
169
больше сил трения. Расчет удерживающих сил в этом случае сле-
дует производить, учитывая, что усилие сдвига грунта в плоско-
сти основания оболочки зависит от вида грунта и способа про-
изводства работ (бетонирование монолитной оболочки на есте-
ственном грунте, установка сборной оболочки на естественный
грунт, заёыпка грунта внутрь сборной оболочки).
Подпорные стенки в форме призматических оболочек выпол-
няются из монолитного и сборного железобетона. Их либо бето-
нируют в котловане,, либо устанавливают сборные элементы
в котлован (стенки-оболочки уголкового типа) или забивают их
сваебойными агрегатами. Расчет забивных оболочек по грунту
ведется как для обычных шпунтовых стен.
Сечение арматуры и толщину оболочки подбирают как для
балки приведенного сечения,fаналогично расчету оболочки в по-
крытии (вертикальная арматура). Дополнительно рассчитывают
горизонтальные сечения плоских элементов на действие давления
грунта q. Вертикальную рабочую арматуру концентрируют
у края оболочки со стороны засыпки, чтобы получить макси-
мальное плечо. Как правило, изгибающие моменты М в горизон-
тальных сечениях незначительны, и допускается армирование
оболочки одинарной арматурой, располагаемой посредине се-
чения. Толщина оболочек находится в пределах 100—200 мм.
Толщину оболочки следует проверять в предположении хруп-
кого разрушения в нижнем сечении, в месте стыка оболочки
с горизонтальной плитой или в уровне нижней поверхности
грунта.
Подпорные стенки в форме цилиндрических оболочек приме- ,
няются как из сборного, так и из монолитного железобетона. Они
наиболее целесообразны при упирании в контрфорсы, которыми
могут служить столбчатые фундаменты промышленных зданий.
Оболочки рассчитывают в упругой стадии на действие давления
грунта, разделяя их по высоте на полосы шириной-1 ж, в преде-
лах которых давление считают равномерным по максимальной
ординате. Стенки рассчитывают как короткие оболочки покры-
тий. Оболочки армируются сварными сетками, причем поле обо-
лочки можно армировать одинарной сеткой, а места опирания
оболочек — двойными сетками для восприятия краевых изгибаю-
щих моментов. Толщину оболочек принимают в пределах
100—150 мм. Шаг арматуры можно менять по высоте в зависи-
мости от требуемого по расчету процента армирования.
Расчет методом предельного равновесия производится из
условия равенства работ внешних нагрузок и внутренних сил на
возможных (виртуальных) перемещениях. Ниже изложен расчет
двух конструкций подпорных стен-оболочек — цилиндрической
и гиперболического параболоида.
Рассматривается равновесие подпорной стенки-оболочки к
моменту потери ею несущей способности по железобетону и .пере-
хода в изменяемую систему. Внешней нагрузкой для подпорной
170
стенки является распределенное давление грунта q, а в некото-
рых случаях, когда стенка заглублена в грунт, также й активное
давление грунта. При перемещении верхней^ грани подпорной
стенки на величину Д=1 пассивное давление грунта произведет
работу Дб1, а активное давление — работу Лб2. Следует учиты-
вать, что работа пассивного давления грунта будет противодей-
ствовать разрушению стенки, тогда как активное давление
вызывает разрушение стенки.
Работа внутренних усилий складывается из работы верти-
кальных стержней арматуры гиперболического параболоида.
Уравнение равновесия работ внешних и внутренних сил:
Л=Л«- (96)
Работа внешней нагрузки
Л=Ah — Аг2 = J CTi6 dFi — j dF2. (97)
F F
Работа внутренних сил *
п
(98)
Z==l 1 1
Если стержни гиперболического параболоида наклонены к
вертикали под углом фг, в правую часть уравнения вводится мно-
житель созфл Расчетным сечением, в котором предполагается
образование пластического шарнира, берется место стыка обо-
лочки и горизонтальной плиты.
Необходима дополнительная проверка прочности оболочки в
предположении хрупкого разрушения от действия сжимающих
усилий в кольцевом пластическом > шарнире и по наклонному
сечению (аналогично приведенному расчету в главе II).
Разрушающее давление грунта для подпорной стенки в фор-
ме цилиндрической оболочки определяется в зависимости от
схемы разрушения, которая в свою очередь зависит от способа
закрепления опорного контура оболочки (рис. 62). Если оболоч-
ка закреплена в жестком или в шарнирном несмещаемом по гори-
зонтали узле, возможными схемами разрушения будут схемы с
четырьмя или с шестью пластическими шарнирами (соответст-
венно). Два средних шарнира могут объединяться в один, рас-
положенный по оси оболочки. Для оболочки, закрепленной в
смещаемых шарнирах, допустима схема разрушения с двумя или
с одним пластическим шарниром (см. рис. 62, в).
Разрушающее давление грунта q подсчитывается исходя из
возможной схемы разрушения и равенства работ внешней на-
грузки (давления грунта) и внутренних усилий.
Так как давление q распределено по вертикали неравномер-
но, армирование оболочки можно выполнять также неравномер-
ным. Прочность рассчитывается для полос высотой 1 ж, в преде-
лах которых принимается равномерное распределение давлений.
Величина давления берется средняя для каждой полосы.
171
Рис. 62. Расчетные схемы подпорной стенки методом предельного равновесия:
<z, б, в — эпюры давления грунта; г, д — схемы разрушения жестко заделанной стенки
с пятью и шестью пластическими шарнирами; е, ж — схемы разрушения шарнирно опер-
той стенки; и, к — аксонометрическое изображение схем разрушения.
Рис. 63. Подпорная стенка в форме гиперболического параболоида (опалубка
и армирование).
Работа внутренних сил
п п
^п.ш^п.ша + 21 Мт.пЛ.шР? (99)
где Л4П.Ш— предельный момент, воспринимаемый горизонтальной ар-
матурой оболочки, на единицу длины шарнира;
/п.ш — длина пластического шарнира (высота подпорной стенки-
оболочки);
a, р — углы поворота в пластических шарнирах.
Расчет призматических подпорных стенок-оболочек методом
предельного равновесия выполняется аналогично расчету обо-
лочек в форме гиперболического параболоида. Расчетным сече-
нием, в котором предполагается возникновение пластического
.шарнира, считается место стыка оболочки с горизонтальной пли-
той.
Сооружение подпорных стенок-оболочек может осуществлять-
ся одним из следующих способов: , ;
установка сборных оболочек с последующей засыпкой пазух;
бетонирование монолитных оболочек с последующей засып-
кой пазук;
погружение сборных оболочек в грунт забивкой, вибрацией,
задавливанием;
। устройство сборно-монолитных оболочек;
устройство комбинированных оболочек из погружаемых и
устанавливаемых элементов.
В первом случае сборные стенки-оболочки уголкового или
контрфорсного типа изготовляются в заводских условиях и мон-
тируются на площадке. Если горизонтальная плита выполняется
также в форме оболочки (что повышает устойчивость подпорной
отенки), предусматривается заполнение внутренней полости
грунтом. Обратная засыпка производится обычными методами с
уплотнением грунта. Непосредственно у подпорной стенки, а
также в пазухах, образующихся из-за криволинейности стенок,
необходимо применять ручную механизацию для уплотнения
грунта во избежание разрушения тонкостенных элементов.
Монолитные стенки-оболочки можно бетонировать в подъ-
емно-переставной или скользящей опалубке (при большой высо-
те стенок) или в опалубке, сооружаемой во всю высоту стены с
устройством окон для бетонирования. Наиболее технологичны
(с точки зрения минимальных затрат на армирование и опалуб-
ку) подпорные стенки в форме призматической оболочки и ги-
перболического параболоида, не требующие гнутья арматуры
по шаблону и позволяющие применять обычную опалубку , из
прямых досок (рис. 63).-Для других видов стенок-оболочек не-
обходимо устройство кружал и гнутье арматуры по шаблону.
Весьма перспективно устройство подпорных стенок путем по-
гружения сборных оболочек в грунт сваепогружающими агре-
гатами. Плоскости стыка сборных элементов должны быть одно-
174
временно и направляющими. Это позволит производить точную
забивку соседних элементов оболочки и улучшить технологич-
ность всей конструкции. В слабых однородных грунтах, по-види^
мому, возможна забивка сборных элементов без устройства спе^
циального стыка-направляющей. Стыковать соседние элементы
в этом случае можно сваркой или обетонированием выпусков
арматуры (например, стыком Передерия). Сборно-монолитные
оболочки целесообразны в случаях, когда в проекте предусмот-
рено применение разгружающих площадок на консолях. Тонкие
сборные железобетонные элементы изготовляют на заводе и ус-
танавливают с выпусками арматуры в опалубку монолитны^
элементов, после чего бетонируют стенку.
Комбинированные стенки-оболочки состоят из погружаемых
и устанавливаемых элементов и принадлежат к контрфорсному
типу. Вначале на определенных расстояниях в грунт забивают
сваи, служащие контрфорсами и имеющие на боковых гранях
пазы для крепления сборных элементов. Затем устанавливают
отдельные сборные элементы, имеющие форму оболочек. После
заделки стыков раствором подпорная стенка может восприни-
мать давление грунта. Вследствие необходимости точной забивки
свай-контрфорсов этот метод может применяться только на одно-
родных грунтах, позволяющих забивать сваи с минимальными
отклонениями в плане и по высоте.
ЛИТЕРАТУРА
1. Справочник проектировщика. Сложные основания и фундаменты. М.,
Стройиздат, 1969.
2. Далматов Б. И. и др. Проектирование фундаментов зданий и промыш-
ленных сооружений. М., изд-во «Высшая школа», 1969.
3. Рубинштейн М. 3., Крутов В. Г. Методика определения размеров и тех-
нико-экономических показателей фундаментов. М., Стройиздат, 1966.
4. Швец В. Б. Элювиальные грунты как основания сооружений. М., Строй-
издат, 1966.
5. Корженко Л. И. Основания и фундаменты в условиях Урала. Свердлов-
ское книжное издательство, 1963.
6. Указания по особенностям инженерно-геологических изысканий и про-
ектирования оснований на элювиальных грунтах. М., Стройиздат, 1964.
7. Никитенко Ф. А. Инженерно-геологическая характеристика Западно-Си-
бирской низменности и некоторые проблемы строительства на слабых грунтах
Сибири. В сб.: Материалы к V совещанию по закреплению и уплотнению грун-
тов. Новосибирск, 1966.
8. Роман Л. Т. Характеристика природных условий фундаментостроения
в районах распространения вечномерзлых грунтов Западной Сибири. В кн.:
Всесоюзное совещание-.семинар по обмену опытом строительства в суровых
климатических условиях. Красноярск, 1968.
9. Ганичев И. А. Устройство искусственных оснований и фундаментов. М.,
Стройиздат, 1969.
10. Proceedings of- the 3 Budapest Conference on Soil Mechanics and Foun-
dation Engineering. Budapest Akademiai Kiado, 1968.
11. Смиренский Г. M. Исследование работы пирамидальных и призмати-
ческих пустотелых свай в гражданском строительстве. Автореф. дисс. на со-
искание ученой степени канд. техн, наук НИИОСП, М., 1969.
12. Яресько В. Ф. и др. Прогрессивные, тонкостенные широколопастные
сваи. Пермь, 1965.
13. Забивные сваи повышенной несущей способности. Информация. Инду-
стройпроект, Свердловск, 1967.
14. Яропольский И. В. Основания и фундаменты. М., Стройиздат, 1948.
15. Горюнов Б. Ф. Исследование несущей способности свай с утолщения-
ми. Научные труды ЦНИМФ, вып. 1. Л., 1950.
16. Колмогоров Р. И. Определение сопротивления элементов одиночной
висячей сваи вертикальным нагрузкам. Канд. дисс. ВНИИГС, Л., 1955.
17. Луга А. А., Рыбчинский В. П. К вопросу применения забивных свай
с уширенными пятами в условиях слабых грунтов Западно-Сибирской 'низ-
менности. В кн.: Труды совещания-семинара по обмену опытом строительства
в суровых климатических условиях. Тюмень, 1968.
18. Лобов О. И., Тетиор А. Н., Алексеев А. И. Трапецеидальные забивные
сваи. Транспортное строительство, 1967, № 5.
19. Прудентов А. И. Железобетонные полые сборные сваи. М., Стройиз-
дат, 1959.
20. Fudamenty, т. 1. Warszawa, Arkady, 1965.
21. Костиненко Г. И. Свайные фундаменты на вечномерзлых грунтах: М.,
Стройиздат, 1968.
22. Petraovits G. Csocolopok teherbirasat meghatarozo tenyezok elmeleti
es kiserleti vizsgalata. Budapest, 1964.
23. Доклады и сообщения на совещании инженерно-технических работни-
ков по обмену опытом строительства мостов и причальных сооружений с при-
менением сборных железобетонных оболочек. М., Оргтрансстрой, 1966.
24. Грутман М. С. и др. Сваи с конической шайбой. В сб.: Упрочение осно-
ваний и устройство фундаментов. Киев, 1967.
25. Szeczy ZGAlapozas, т. 2. Budapest, 1963.
26. Кириллов В. С. Основания и фундаменты. М., Стройиздат, 1966.
27. Ржаницын А. Р. Пологие оболочки и волнистые настилы. М., Строй-
издат, 1960.
28. Candela F, The Shell Builder. Reinhold — Publ. Co. N. Y., 1963.
29. Тетиор A. И. Железобетонные оболочки в качестве фундаментов. Осно-
вания, фундаменты и механика грунтов, 1965, № 6.
30. Baneriee S, R. Foundations of Engineering Structures. Calcutta, 1964.
31. Сечи К- Современные конструкции и методы возведения фундаментов.
Будапешт, 1963.
32. Тетиор А. Н. Выбор оптимального типа столбчатого фундамента-
оболочки. Доклады II научной конференции НИИОСП. М., Стройиздат,
1966.
33. Тетиор А., И. Исследование оболочек в качестве фундаментов. Канд,
дисс. НИИОСП, М., 1968.
34. Овечкин А. М. Расчет железобетонных осесимметричных конструкций.
М., Стройиздат, 1961.
35. Proceedings of the IASS — Symposium on Tower — Shaped Structures.
Bratislava, 1966.
36. Leonhardt F. О umeni stavet zelezobetonove veze. Inzenyrske Stavby,
1967, № 1.
37. Rhhle //.Die Kegelstumpfschale als Fundamentkorper hoher Tiirme und
Schornsteine. Bauplanung — Bautechnik, 1967, № 2.
38. Krapfenbauer R.Dle Bearbeitung des Donauturmes. IASS — Symposium.
Bratislava, 1966.
39. Егоров К. E. Вдавливание в полупространство штампа с плоской по-
дошвой кольцевой формы. Известия АН СССР. Механика и машиностроение,
1963, № 5.
40. Tetior A. N. Foundation-shell on Tower — Shaped Structure. IASS —
symposium. Bratislava, 1966.
41. Ciesielski R. Shell-foundation on Tower — Shaped Structure. Там же.
42. Rabich R.Die antimetrische Randstorung der Kegelschale.'Bauplanung —
Bautechnik, 1968, № 2—3.
43. Balazsy B. Melypitestudomanyi Szemle, 1967, № 8.
44. Reisch R, Shell Structures in Hungary. IASS — Symposium. Budapest,
1965.
45. Коваленко А. Д. и др. Расчет конических оболочек при антисимметрич-
ных нагрузках. Киев, изд-во «Наукова думка», 1966.
46. Golder Н. Q. State-of-the-art of floating foundations. Proc. Amer. Soc.
Civil Engrs. vol 92, № SM3, 1965.
47. Зотин В. С. Плавающий фундамент. Энергетическое строительство,
1966, № 9.
48. Stepanek Р. Lomena zakladova deska. Inzenyrske Stavby, 1963, № 1.
49. Тетиор A. H. Облегченные фундаменты промышленных зданий. Про-
мышленное строительство, 1970, № 7.
50. Отто Ф. Пневматические строительные конструкции. М., Стройиздат,
1967.
51. Иродов М. Д. Применение винтовых свай в строительстве. М., Строй-
издат, 1968.
52. Цытович Н. Д..Механика грунтов. М., Стройиздат, 1963.
53. Дударов В. К. Сборные фундаменты промышленных зданий. М., Строй-
издат, 1966.
54. Ривкин С. А., Коршунов Д. А., Френкель Ш. М. Сборные железобетон-
ные фундаменты каркасных зданий. Киев,; Госстройиздат УССР, 1962.
55. Тетиор А. И. Метод фотоупругостй % исследованиях фундаментов-обо-
лочек. В сб.: Труды Уралпромстройниипроекта, № 22. Свердловск, 1969.
56. Тетиор А. Н. Исследование железобетонных фундаментов-оболочек.
Там же.
57. Тетиор А. Н. Фундаменты-оболочки для сооружений башенного типа.
Промышленное строительство, 1968, № 3.
58. Тетиор А. И. Исследование оболочки отрицательной гауссовой кривиз-
ны на упругом основании. Строительное проектирование промышленных пред-
приятий, 1968, № 2.
59. Тетиор А. Н. Об устойчивости оснований под фундаментами с криво-
177
линейной формой подошвы. Известия вузов, Строительство и архитектура^
1969, № 5.
60. Тетиор А. Н. Прочность жестко-пластических плит и оболочек на пла-
стическом основании. В сб.: Архитектура и строительные конструкции промыш-
ленных зданий. Свердловск, 1969.
61. Тетиор А. Н., Орешников С. И. Некоторые вопросы прочности свай-
оболочек. Энергетическое строительство, 1970, № 6.
62. Тетиор А. Н., Литвиненко А. Г. Распределение напряжений в основа-
нии фундаментов в виде оболочки с кольцом. Там же.
63. Тетиор А. Н., Павлов В. В. Несущая способность анкерных фундамен-
тов-оболочек. Там же.
64. Тетиор А. Н., Орешников С. И. О несущей способности свай-оболочек.
Там же.
65. Тетиор А. Н. Исследование фундаментов сооружений башенного типа»
Сборник докладов I. конференции молодых ученых Уральского промстрой-
ниипроекта. Свердловск, 1968.
66. Павлов В. В., Тетиор А. Н. Исследование анкерных фундаментов-обо-
лочек. Там же.
67. Тетиор А. Н., Орешников С. И. Комплексные экспериментальные иссле-
дования свай-оболочек. Там же.
68. Тетиор А. Н., Павлов В. В., Орешников С. И. Облегченные конструк-
ции фундаментов для условий Тюменской области. Сборник Всесоюзного сове-
щания по строительству в условиях Крайнего Севера. Тюмень, 1968.
69. Тетиор А. Н. Авторское свидетельство на изобретение № 227185. Бюл-
летень изобретений и товарных зйаков, 1968, № 29.
70. Рекомендации по расчету и проектированию фундаментов типа обо-
лочек. Свердловск, Уралпромстройниипроект, 1968.
71. Тетиор А. Н. Сборные фундаменты-оболочки промзданий. Промышлен-
ное строительство и инженерные сооружения, 1969, № 2.
72. Тетиор А. Н. и др. Рациональные типы фундаментов для строительства-
В условиях Тюменской области. Основания, фундаменты и механика грунтов^.
1970, № 4.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие......................................................... 3
Глава /. Рациональные типы фундаментов для грунтовых условий
Урала и Тюменской области .......................................... 5
Инженерно-геологические условия........................... 5
Особенности выбора площадки для строительства и устройства
котлованов................................................... 9
Строительство фундаментов в условиях вечномерзлых грунтов . 13
Особенности строительства на просадочных грунтах......... 17
Фундаменты на заболоченных территориях................... 18
Особенности строительства на элювиальных грунтах......... 22
Экономическая эффективность и надежность фундаментов ... 25
Рациональные типы фундаментов . ............................. 31
Глава II. Свайные фундаменты................................... 39
Общие сведения............................................. 39
Призматические сваи...................................... 42
Трапецеидальные и тавровые сваи................’............. 53
Забивные призматические сваи с уширениями................ 61
Сваи-оболочки............................................ 70
Буронабивные сваи с уширениями и шлицевые фундаменты . . 84
Глава III. Фундаменты облегченного типа . ......................... 96
Фундаменты промышленных зданий........................... 96
Фундаменты сооружений башенного типа.....................116
Сплошные и «плавающие» фундаменты........................144
Анкерные фундаменты......................................... 155
Подпорные стенки......................................\ . 162
Литература..................................................... 176
Тетиор Александр Никанорович
Прогрессивные конструкции фундаментов
для условий Урала и Тюменской области
Редактор М. Крыжова
Художественный редактор Б. Тюфяков
Технический редактор Л. Голрбокова
Корректор М. Казаццева
Сдано в набор 12/IV 1971 г. Подписано в печать 10/VIII 1971 г.
НС 35021. Бумага типографская № 2. Формат 60x90/i6.
Уч.-изд. л. 11,55. Усл. печ. л. 11,25. Тираж Г000. Заказ 205.
Цена 1 р. 40 к.
Средне-Уральское книжное издательство, Свердловск,
Малышева 24. Типография изд-ва «Уральский рабочий»,
Свердловск, пр. Ленина, 49.