. Ф. НОВОЖИЛОВ
Бездефектное
погружение
свай в талых
и вечномерзлых
грунтах
Г. Ф. НОВОЖИЛОВ
Бездефектное
погружение
свай в талых
и вечномерзлых
грунтах
Ленинград
Стройиэдат
Ленинградское отделение
1987
УДК 624.139:624.154.64
Новожилов Г.Ф. Бездефектное погружение сваи в та-
лых и вечномерзлых грунтах. — Л.: Стройиздат, Ленин-
град. отд-ние, 1987. - 112 с., ил.
Дана обобщающая теория прогнозирования бездефектной
технологии погружения свай на основе нового принципа без-
дефектности. Рассмотрены методы прогнозирования процес-
са погружения свай и оболочек Молотами и вибропогружате-
лями, т.е. построения расчетным путем кривых погружения
свай в различные талые и мерзлые грунты. Даны предложения
по определению показателей, необходимых для выполнения
расчетов динамического сопротивления грунтов, мощности
молотов и вибропогружателей, ударной стойкости свай и др.
Показана методика проведения расчетов по прогнозированию
и выбору на этой основе наиболее рационального погружателя
и технологии работ. Приведены примеры расчетов по прогнози-
рованию.
Предназначена для научных и инженерно-технических работ-
ников научно-исследовательских и строительных организаций.
Рецензент - кацд. техн, наук Е.М. Перлей (ВНИИГС)
3202000000 - 061
Н-------<---------87-87
047(01) -87
© Стройиздат, Ленин-
градское отделение,
1987
ВВЕДЕНИЕ
Свайные фундаменты за последние годы повсеместно внедряются при строи-
тельстве сооружений различного назначения. Этому способствует их универсаль-
ность и широкая область применения, высокие технико-экономические показа-
тели и эксплуатационная надежность. В последующие годы будет продолжаться
тенденция к дальнейшему росту объемов их применения, причем лидирующее
положение будет оставаться за забивными сваями [5,62,69].
Применение свайных фундаментов обеспечивает значительные резервы роста
производительности и сокращение использования ручного труда в строительст-
ве, т.е. эффективно позволяет решить задачи полной индустриализации строи-
тельства, поставленные ХХУП съездом КПСС. Применение свайных фундамен-
тов вместо фундаментов на естественном основании в промышленно-граждан-
ском строительстве позволяет сократить затраты труда в 3—4 раза, объем работ
на 10-40% [62]. Следует отметить, что полученный экономический эффект от
внедрения свайных фундаментов может быть значительно повышен. Поэтому
дальнейшее развитие капитального строительства может базироваться только
на неуклонном расширении объемов, области применения свайных фунда-
ментов и их совершенствовании.
Высокая эффективность свайных фундаментов обусловливается их более
высокой надежностью, меньшими осадками и возможностью индустриального
способа ведения работ. Возможность широкой механизации всех процессов, при-
менение мобильных сваебойных установок обеспечивают высокую производи-
тельность свайных работ. Преимущество свайных фундаментов также состоит
в том, что их устройство можно вести круглогодично, не снижая! темпов ра-
бот и в зимних условиях.
В условиях все возрастающих объемов применения свай, использования но-
вых типов и конструкций свай вопросы дальнейшего повышения технико-эко-
номической эффективности свайных фундаментов приобретают решающее зна-
чение. Однако анализ современного строительства показывает на наличие серьез-
ных недостатков в свайном фундаментостроении.
Типичным явлением строительства является то, что после работы сваебой-
ного агрегата остаются железобетонные леса из недобитых свай. Высота этого
леса 3-5 м и более. Ежегодно вследствие срубки недобитых свай теряется свы-
ше 0,5 млн.м3 железобетона, что соизмеримо с объемом свай, погружаемым орга-
низациями Минпромстроя(за 1975 г. погружено 740 тыс.м3 [5]). Эти потери со-
ставляют до 100 млн.руб. в год [1]. Процесс срубки и удаления обломков свай
за пределы площадки заметно повышает трудоемкость работ нулевого цикла
и затягивает сроки строительства.
По данным института НИИПромстрой [5, 16 ], при строительстве отдельных
объектов объем срубки доходит до /-20% объема погруженных свай; в Глав-
ленинградстрое объем недобитых свай достигает 30% [56] . По данным инсти-
тута Ленпроект, в СССР потери только от разрушения свай составляют около
4,8 млн.руб. в год [65]. Еще выше процент разрушения и недобивок забивных
сдай в вечномерзлых грунтах [29]. Аналогично дело обстоит в мостостроении
[4, 52] ив гидротехническом строительстве [60]. Восстановление разрушенных
свай является весьма трудоемким процессом и приводит к увеличению сроков
строительства'и существенному повышению стоимости работ.
Отмечейные недостатки - недобивка свай до проектных отметок, частое разру-
шение свай или появление дефектов (выколы, оголение арматуры и др.) обу-
словлены многими причинами, но главнейшими из них являются несовершенство
существующих методов определения погружающей способности сваебойных сна-
рядов, сопротивление грунтов погружению свай, динамической стойкости свай
и отсутствие научно обоснованной методики проектирования бездефектной
технологии свайных работ. Таким образом, успешное погружение свай на проект-
ные отметки может быть осуществлено лишь при правильном соответствии мощ-
ности снарядов, сопротивления грунтов и ударной стойкости свай. Недостаточ-
ная мощность сваепогружающих снарядов приводит к недобивке свай до проект-
ных отметок, а при попытках добить - к разрушению, когда количество ударов
превысит некоторую предельную величину. Излишняя мощность снарядов ведет
к удорожанию работ и также может привести к разрушению свай при погружении.
Существующие нормы и рекомендации [58, 59] позволяют только прибли-
женно определить погружающую способность молотов, обеспечивающих погру-
3
жение свай. В каждом же конкретном случае, о чем свидетельствует массовая
недобивка свай, нормы не гарантируют погружение свай на проектные отметки,
а тем более бездефектность их погружения. Кроме того, они не позволяют ни
предсказать ход самого процесса погружения свай, ни наметить необходимые ме-
роприятия по его обеспечению и облегчению, ни выбрать наиболее рациональное
оборудование. Поэтому в современных условиях нормы недостаточны в силу
того, что неудовлетворительно решают техническую сторону вопроса, а также
потому, что не позволяют рассмотреть его технологическую и экономическую
стороны.
Для решения задачи, касающейся исключения разрушения и недобивок свай,
нами сформулирован новый принцип бездефектности погружения и получены
соответствующие теоретические решения. Разработанные решения позволяют
быстро рассчитать значительное количество вариантов погружения свай или обо-
лочек, решить сложные технологические вопросы не эмпирическим путем, т.е.
путем проб и ошибок, а на основе анализа расчетов, позволяющих еще в про-
цессе проектирования отсеять неудачные варианты и выбрать наиболее рацио-
нальные и эффективные решения с учетом имеющегося оборудования, средств,
ресурсов и резервов времени. Благодаря внедрению этого метода исключаются
также затраты средств на опробование сваепогружающего оборудования, возра-
стает культура производства и качество работ.
В целях обеспечения условий бездефектного погружения свай на проектные
отметки нами разработан новый подход в определении погружающей способ-
ности сваебойных снарядов, состоящий в прогнозировании самого процесса по-
гружения свай и анализе полученных результатов. Прогнозирование состоит в
построении расчетным путем кривой процесса погружения сваи (кодограммы),
которая является исчерпывающей характеристикой погружающей способно-
сти данного снаряда в рассматриваемых условиях, так как наглядно и полностью
отражает возможность погружения сваи на заданную отметку, ход процесса на
разных глубинах, скорость погружения и имеющие место отказы.
Метод может быть применен как для глинистых, так и для песчаных грунтов,
находящихся в талом, мерзлом или. вечномерзлом состоянии. Он распространяет-
ся на различные типы молотов (подвесные механические, паровоздушные одиноч-
ного и двойного действия, дизельные трубчатые и штанговые, гидромолоты и
др.), вибропогружателей (низкочастотные типа ВП, высокочастотные с подрес-
соренной пригрузкой типа ВПП, вибромолоты), установок комбинированного
действия (вибровдавливающие установки типа ВВПС и др.) и тд. Метод позво-
ляет прогнозировать процесс погружения различных по конструкции свай (по
форме поперечного и продольного сечений, с уширениями, трубчатых и др.), и
в том числе свай-оболочек, при различных технологических режимах извлече-
ния грунта из внутренней полости.
Полученные решения позволяют впервые научно, обоснованно связать в еди-
ный алгоритм решения вопросы проектирования свайных фундаментов с во-
просами выбора оборудования, технологии работ и конструкции свай, обеспе-
чивающими бездефектность процесса погружения, т.е. практически исключить
повреждения и недобивку свай, и таким образом являются основами научной
технологии ведения свайных работ. Все указанные вопросы решаются на осно-
ве данных инженерно-геологических изысканий заблаговременно, еще в период
проектирования фундаментов.
Применение разработанных методов позволяет исключить необходимость
применения пробных свай для опробования и выбора сваебойного оборудова-
ния, получить экономический эффект 10-30 руб. на 1 м3 погруженных свай,
сэкономить сталь и бетон, повысить эффективность и качество свайных работ.
Разработанные решения были внедрены во многих строительных подразде-
лениях (например, в тресте №28 Главленинградстроя,в строительном тресте №6
Гл авар хангельск строя, в Дорстройтресте Октябрьской железной дороги, в тре-
стах Гцдроспецфундаментстроя, Мостостроя-6, Севзаптрансстроя и др.), и везде
был получен положительный эффект.
Целью данной работы является ознакомить широкие круги инженеров с но-
вым методом определения погружающей способности молотов и вибропогружате-
лей и выбора рационального оборудования, с особенностями проектирования
бездефектной технологии погружения свай, с методикой проектирования раз-
личных технологических и технических мероприятий по облегчению погруже-
ния свай.
4
Глава i. МЕТОДОЛОГИЯ ОБЕСПЕЧЕНИЯ БЕЗДЕФЕКТНОГО
ПОГРУЖЕНИЯ СВАЙ И ВЫБОРА ОБОРУДОВАНИЯ
1. СУЩЕСТВУЮЩАЯ МЕТОДОЛОГИЯ
Проблема обеспечения бездефектного погружения свай на проектные
отметки всегда остро стояла перед строителями. Первые основопола-
гающие . теоретические и экспериментальные исследования в области
погружения сваи в нашей стране были выполнены Н.М. Герсевановым
[14]. С его работами связано развитие двух основных направлений
(энергетического и волнового) в решении неразрывно связанных
проблем выбора мощности молота для обеспечения бездефектного
погружения свай на проектные отметки и определении динамическим
методом несущей способности свай. Дальнейшее развитие этих направ-
лений в отечественной науке связано с работами ДА. Каншина и
А.С. Плуталова [28], В.В. Кречмера, Б.Ф. Горюнова [18], ДА. Луга,
Б.П. Попова [51] и др. В последние годы новые существенные резуль-
таты были получены в работах Б.В. Гончарова [16], Б.В. Бахолдина
[9, 10], В.Н. Ерошенко [22], В.Е. Конаша [29], Ю.Г. Чернышева,
И.Е. Школьникова [76], Ю.И. Васильевского [11] и др.
За рубежом развитию методов выбора молотов были посвящены
работы А. Хилея, Р. Аллина [78], В. Хоузела [87], Ф. Буллена [79].
В более позднее время решение этих проблем связано с развитием вол-
нового метода в работах Е. Смита [95], Ч. Самсона [93], Р. Форхен-
да [82], Р. Ферахиана [83], X. Койла [80], Т. Хирша [85], Б. Сандху
[94], а также с использованием динамического зондирования Ф. Бул-
лена [79], Д. Карле [88] и др.
В области вибрационного погружения свай и оболочек первые пред-
ложения по определению погружающей способности были сформули-
рованы Д.Д. Барканом [7], Ю.И. Неймарком, И.И. Блехманом, О.А. Са-
виновым [26, 61], К.С. Силиным [63], Б.П. Татарниковым [66] и др.
Позднее эти разработки были развиты в работах М.Г. Цейтлина [26,
61, 71, 72], Е.М. Перлея [26, 61, 50], А.С. Головачева [25], А.Д. Про-
хорова [25], В.М. Шаевича [8, 74], а за рубежом А. Дрозда и др. Все
эти работы позволили развить теорию вибропогружения, создать в
нашей стране мощную вибрационную технику и эффективно применять
ее при строительстве фундаментов на сваях и оболочках.
В этих исследованиях были реализованы самые различные направле-
ния: эмпирические; энергетические; волновая теория с анализом волн
напряжений (деформаций) и энергии волны; уравнения движения;
моделирование и др. Конечной целью этих исследований всегда явля-
лось решение преимущественно только одного вопроса — выбор пара;
метров снаряда, которые должны обеспечить погружение свай.
В результате работ указанных выше исследователей сложился совре-
менный уровень представлений по основным вопросам свайного фун-
даментостроения — определению несущей способности свай и погружаю-
щей способности снарядов, по обеспечению без дефектности их погру-
жения, которые будут рассмотрены ниже.
5
При воздействии снаряда в свае возникает упругая волна сжатия,
в связи с чем в материале сваи создается неравномерное поле напря-
жений. Отдельные участки могут оказаться перенапряженными, и тогда
материал сваи разрушается. Деформации и разрушения свай для боль-
шинства случаев наблюдаются в голове сваи, т.е. в контактной зоне.
Разрушение головы железобетонных свай происходит в виде выкра-
шивания бетона, оголения арматуры и смятия, что приводит к демп-
фированию удара и прекращению погружения сваи (рис. 1).
Вопросу разрушения свай (и особенно их головы) посвящены ра-
боты многих исследователей - Б.В. Бахолдина [9], И.К. Суровой [65],
К.П. Деллоса [20], М.Г. Цейтлина [26], Е.М. Перлея [26, 50], С.А. Вар-
сановича [25], И.Е. Школьникова [76], И.И. Казея [27], Б.Ф. Горю-
нова [18], В.М. Гольдштейна [12], Н.Г. Бондаря [12], Ю.И. Васильев-
ского [11 ], Ф.В. Саара [60], Т. Ханна [84], Ф. Ростази [92], Б. Сандху
[94] и др. Начиная с работ Н.М. Герсеванова [14] исследователи все
полученные данные о разрушении свай связывают с интенсивностью
ударов, вибрационных и других воздействий, ведущих к перена-
пряжению бетона. Поэтому для бездефектного погружения свай и
оболочек рекомендовалось применять снаряды с такой энергией
взаимодействия и наголовники с такими параметрами прокладок,
которые бы гарантировали сваи и оболочки от возникающих в них раз-
рушающих напряжений, т.е. в качестве принципа бездефектности при-
нималось условие
а<адоп»
где О - напряжения в свае, возбуждаемые работой снаряда, Па; (7 п - допускае-
мое напряжение в бетоне при динамическом воздействии, Па.
При этом полагается, что условие (1.1) не связано с количеством
воздействий снаряда на сваю.
Удовлетворению условия (1.1) способствуют методы выбора свае-
бойных снарядов, рекомендуемые различными авторами и норматив-
ными документами. Рассмотрим эти методы.
Методы выбора свайных молотов
Энергетический принцип. Этот принцип, т.е. закон сохранения энергии,
и пластическая модель сопротивления грунта использовались многими
исследователями [59, 24, 29, 68, 78, 81, 87] для разработки решений
по выбору молотов:
Э = кЭ , 0Н=кФе,	(1.2)
ип	1 м
где Q Н - вес ударной части молота, Н, и высота ее падения, м; Эсн, Э - вели-
чины энергии, затраченной снарядом и силами сопротивления грунта погружению
сваи, Дж; е - отказ сваи в конце погружения, м; к - коэффициент пропорциональ-
ности; Ф - несущая способность сваи.
Так, в Руководстве [59] необходимая минимальная энергия удара
молота Э определяется из простого энергетического соотношения
6
Рис. 1. Недобивка свай на строительной площадке при несоответствии параметров
удара молота и ударной стойкости свай динамическим сопротивлениям грунтов
Э = 1,75аФ.
(13)
Величина 1,75 а, равная 40 мм, представляет собой требуемый отказ
сваи е в конце погружения, т.е. этим условием предполагается обеспе-
чить погружение сваи на заданную глубину. Особенно широкое при-
менение получил метод определения погружающей способности мо-
лотов, основанный на динамической формуле Н.М. Герсеванова [14],
учитывающей условия соударения молота со сваей
э = QH> -е?-^-+п1)_ .	,	(1.4)
nF Q +0,2q
где Э - энергия удара молота, Дж; F — площадь поперечного сечения сваи, м^;
q — вес сваи, Н; п - коэффициент, зависящий от наличия наголовника^ и ма-
териала сваи, т.е. от жесткости сваи и контакта соударения сваи с молотом, и
определенный исходя из обеспечения условия неразрушаемости сваи (1.1).
Рассмотренные предложения не учитывают влияние упругого отказа
свай. В то же время при забивке свай наблюдаются значительные упру-
гие деформации грунта, на которые затрачивается часть энергии удара
молота, составляющая иногда более половины энергии, затрачиваемой
на погружение сваи [14, 18, 68, 78, 81, 87]. В формулах предполагает-
ся равнозначимость параметров Q и Н. Это приводит к неточным резуль-
татам, а также отрицательным явлениям при погружении свай, так как
стремление повысить энергию удара за счет увеличения высоты подъе-
ма молота может привести к возникновению недопустимых напряже-
ний в материале сваи, ведущих к ее разрушению. В то же время из
практики погружения свай известно, что увеличение массы молота
в большей степени сказывается на повышении эффективности погруже-
ния сваи, чем увеличение высоты падения молота. Таким образом, в
предложенных решениях не учитывается, что величина перемещения
сваи определяется не только энергией удара Э, но и значениями са-
мих параметров Q и Н, т.е. структурой ударного импульса.
Наиболее существенным недостатком рассмотренных энергетичес-
ких формул (1.2) — (1.4) является подмена динамического сопротив-
ления сваи Р при погружении ее несущей способностью Ф после отды-
ха, т.е. Р = Ф. Однако, хотя величины Р и Ф связаны друг с другом, они
не равноценны. Таким обарзом, не учитываются полностью или частич-
но релаксационные процессы в грунтах, приводящие к изменению
несущей способности свай после забивки, т.е. к различию Р и Ф [47, 50,
35,36].
Одним из предложений, частично устраняющих несоответствия между
сопротивлением грунтов при погружении свай Р и несущей способностью
сваи Ф, является метод НИИПромстроя [16, 64], разработанный
Б.В. Гончаровым. В этом методе требуемая энергия удара дизель-молота
определяется из уравнения энергетического баланса, составленного для
последнего цикла погружения сваи при упругопластическом сопротив-
лении грунта
8
Э>оФ(е + с/2),	(1.5)
где Ф - сопротивление грунта погружению сваи, найденное по данным статичес-
кого зондирования, Н; е, с — остаточное и упругое перемещение сваи, м.
Коэффициент перехода от статического вдавливания к ударному
погружению сваи а, равный отношению энергоемкости забивки сваи
к энергоемкости погружения сваи, определенной по данным статичес-
кого зондирования или по результатам вдавливания натурных свай,
имеет существенные колебания (а = 1-?8; среднее значение а = 2; ре-
комендуется а = 5) [16]. Метод позволяет также определить время
погружения свай t до проектной отметки:
3tn=aErp,
аЕ__
_JP
пЭ
(1-6)
где П — число ударов молота в минуту; Е — затраты работы на деформирова-
ние грунта, определяемые по данным статического зондирования.
Непосредственно условие (1.1) положено в основу выбора моло-
тов в Руководствах [58, 59]. Расчетная энергия удара молота Эр вы-
бирается в зависимости от величины напряжений в сваях о, возбужден-
ных ударами этого молота при погружении:
(1.7)
2
где Es, - модули упругости прокладки наголовника и бетона сваи, Н/м ,
S — толщина прокладки наголовника, м; L, F — длина и площадь поперечного
сечения сваи; q, Q - вес сваи и ударной части молота, Н.
Эта формула получена из условия совместности движения молота
и сваи после удара. Помимо отмеченных факторов, на величину напря-
жений оказывает влияние величина отказа, т.е. сопротивление грунта
[13, 77]. Последнее, как показали наши опыты, особенно отчетливо
проявляется при попытке добивки после отдыха ранее успешно за-
битых свай, что очень часто приводит к их деформации и даже полно-
му разрушению при одинаковых параметрах работы снаряда при за-
бивке и добивке. В связи с этим следует считать, что формула (1.7)
и подобные ей [И, 65] позволяют только приближенно определить
напряжения в голове сваи при центральном ударе. Попытки предот-
вратить деформирование и разрушение сваи при использовании соот-
ношения (1.1) и формулы (1.7) не имели успеха. В этом можно убе-
диться, наблюдая леса недобитых свай на новостройках.
Методы моделирования. Они являются новым направлением в опре-
делении погружающей способности сваебойных снарядов. В методе,
разработанном Д. Карле [88], моделирование погружения различных
9
свай осуществляется с помощью динамического зондирования. Об-
щее потребное количество ударов молота N для погружения сваи на
глубину 1 определяется в зависимости от количества ударов для по-
гружения зонда по формуле
N = N Х(1).
(1.8)
Переходные коэффициенты Х(1) определяются по атласу карт, в ко-
тором для нескольких характерных групп грунтов приводятся графи-
ки изменения коэффициента Х(1) по глубине для нескольких типов
свай и молотов. Подобное решение задачи является чрезвычайно при-
ближенным и не позволяет охватить многие встречающиеся грунто-
вые условия, виды свай и типы молотов. Еще более упрощенные прие-
мы предлагают другие исследователи [79].
Метод волнового уравнения. Согласно условию (1.1) с использова-
нием для определения напряжений в сваях о волнового уравнения ре-
шается задача выбора молотов для погружения свай и за рубежом
(Е. Смит и др.) [80, 82, 83, 85, 93,95]. Для расчета сопротивления свай
теорию продольного удара Сен-Венана и Буссинеска впервые приме-
нил Н.М. Герсеванов [14]. А.А. Каншин и А.С. Плуталов [28] уточни-
ли это решение, учитывая распространение волн не только в свае, но
и в молоте, а также несовершенную упругость соударяющихся тел.
В расчетной модели свая разделена на отдельные элементы со связя-
ми. Эти работы позволили получить динамические формулы для рас-
чета сопротивления свай и напряжений в стволе сваи и по волновой
теории. Однако решения оказались сложными, формулы не были экс-
периментально проверены, в силу чего они не получили практическо-
го применения.
Е. Смит [95] предложил в 1960 г. метод численного решения диф-
ференциального уравнения перемещения сваи на ЭВМ. Расчетная мо-
дель сваи, показанная на рис. 2, подобна модели А.А. Каншина и
А.С. Плуталова [28]. Упрощение метода для целей практики осущест-
влено Ч. Самсоном [93]. Практические расчеты были выполнены
для проектирования забивки стальных свай длиной более 100 м и
диаметром 1,2 м [82,83, 86,94].
Дальнейшее развитие волновой метод получил в работе Р. Фор-
хенда и И. Риза [82] :
$m 2sm sm+ qm {^sm-l sm^^m-l (sm Sm+ P^m J»
(1.9)
где S^, Sm, S*p продольное смещение элемента сваи m соответственно в данный
момент времени, в предыдущий момент, отличающийся на время At, и в преды-
дущий момент, отличающийся на время 2 At; At - интервал времени до следую-
щего момента; Кт-упругая постоянная; Km=EF/L; Rm - сопротивление грун-
та, действующее на элемент Ш; qm - вес элемента Шсваи.
В результате расчетов, выбирается марка молота, обеспечивающего
эабивку свай на расчетную глубину с заданной величиной отказа или
10
Рис. 2. Расчетная модель сваи по вол-
новому уравнению
Wm - масса элементов; /Ст - внутрен-
няя упругая постоянная для элемен-
та сваи П£ - упругая постоян-
ная грунта для элёмента ГЦ I - сопро-
тивление по боковой поверхности; II -
сопротивление по нижнему концу
сваи; 1 - молот; 2 - прокладка;
3 - наголовник
до требуемой несущей способности. При расчете остается нерешенной
проблема увязки динамического и статического сопротивлений грунта.
Волновая теория для определения погружающей способности свай*
ных молотов была применена Ю.И. Васильевским [11]. Свая рассматри*
вается как упругий стержень длиной 1, по одному из торцов которого
производится продольный центральный удар жестким телом (массой
ш со скоростью v) через упругую прокладку толщиной s, а к другому
концу приложена сила сопротивления грунта Р. Полученное решение
позволяет определить значения максимальных сжимающих и растяги-
вающих напряжений в сечениях сваи, а также отказ сваи е при погруже-
ний:
Э Э - Э
2-52HL = _25___У5Р
Ф	Ф
(110)
где ^пого’ Эк’ Эупо ~ эй®?™1 Ударной волны, расходуемая соответственно на по-
гружение сваи, на упругую деформацию грунта и доходящая до нижнего конца
сваи.
В формуле (1.10) входящие величины не вполне сопоставимы, так
как ЭП0Гр соответствует непосредственно процессу погружения, а несу-
щая способность сваи Ф всегда задается после ’’отдыха”. В связи с этим
при расчете всегда будут получаться отказы, не вполне соответствующие
11
фактическим. В связи со сложностью метод не нашел практического
применения.
В ЦНИИСе [76J на основе расчетной модели Каншина—Плуталова—
Смита и других имеющихся достижении в этой области разработан ал*
горитм динамического расчета забивки свай молотами и составлена
программа на языке АЛГОЛ-60 для решения задач, связанных с опре*
делением напряженного состояния свай и их сопротивления по грунту.
Таким образом, перспективность метода несомненна, и он находит
практическое применение. Наибольшую неточность вызывает неопре*
деленность перехода от Р к Ф и соотношения Рд/Pq, так как эти воп-
росы пока не решены. В связи с этим в США для исключения недоби-
вок и разрушения свай на большинстве объектов производится доволь-
но обширная программа забивки пробных свай различными сваебой-
ными снарядами [87].
Выбор вибропогружателей
Существующие нормативные указания позволяют только очень
ориентировочно определять погружающую способность вибропогру-
жателей, так как не учитывает многих влияющих факторов. Так, со-
гласно Руководству [59] параметры вибропогружателя в зависимости
от грунтовых условий и глубины погружения подбираются по табли-
цам в зависимости от условий погружения или по соотношению
К
А >д----при д = 0,8-1Д
QB
(1.11)
где К - статический момент дебалансов вибропогружателя, Нм; А — требуемая
для обеспечения погружения сваи амплитуда колебаний вибросистемы, м; (^ -
суммарный вес вибросистемы (вибропогружателя qBn, наголовника (^ и сваи
Ф»Н.
В этом случае имеется в виду, что при значениях д в пределах от
0,8 до 1,6 обеспечивается успешное погружение сваи.
В методике О.А. Савинова [61] указывается, что для успешного
погружения сваи на требуемую глубину 1 в каждом случае необходимо,
чтобы помимо (1.11) удовлетворялись условия:
величина возмущающей силы вибровозбудителя G должна быть до-
статочной для преодоления сопротивления грунта срыву сваи по боко-
вой поверхности Р^:
G > дРб при х = 0,4-0,8;
(1.12)
величина равнодействующей всех приложенных к свае внешних
сил должна быть достаточной для обеспечения необходимой скорости
погружения сваи:
QB/F>po,	(1-13)
где Ро - необходимое удельное давление на сваю, Н/м^; F - площадь попереч-
ного сечения сваи, м^.
12
Проверка возможности применения прийятого вибропогружателя
для бездефектного погружения оболочек ставится во всех докумен-
тах и работах в виде условия (1.1) (ВСН 100—64, ВСН 64—62,
МСН 172—68, Руководство [59] и работы [27, 12, 25, 50]). В при-
веденных работах предложены методы определения напряжений о.
Так, максимальные усилия при вибропогружении оболочек [27] опре-
деляют по формулам:
^раст *	(%п +	’ ^сж ^в + С-	(1 *14)
И.И Блехман разработал более простую по форме формулу для
определения продолжительности t погружения свай и шпунта, кото-
рая не требует трудоемких вычислений:
рб
(1.15)
где - частота вращения дебалансов, Гц; 7) - функция, задаваемая гра-
фиком.
В этом методе рассматривается упрощенная схема механизма сил
сопротивления, в которой не учитываются упругие свойства грунта,
а силы сопротивления сведены к сухому трению по боковой поверх-
ности Pg и лобовому сопротивлению Рл, постоянному по глубине.
Формула (1.15) практического применения не получила. Это свя-
зано с неопределенностью сил сопротивления, которые заложены в
формуле.
Использование волнового уравнения для анализа процесса вибро-
погружения свай целесообразно только при погружении металличес-
ких труб и шпунта большой длины (несколько десятков метров)
[3,71].
Наиболее совершенно в настоящее время задачи определения ско-
рости и предельной глубины вибропогружения свай решаются путем
математического моделирования на ЭВМ [25,26,71,72].
Практическое использование этих методов также пока затрудне-
но в связи с неразработанностью способов определения динамичес-
ких сопротивлений грунтов и других показателей при погружении
свай. Все это говорит о том, что пока это методы преимущественно
только для научных исследований, а не для решения конкретных произ-
водственных задач.
Проведенный нами анализ позволил сделать вывод, что попытки
использования условия (1.1) предсказать и предотвратить случаи
возникновения деформаций и разрушения свай не дали положительных
результатов. В этом можно убедиться, наблюдая леса недобитых и раз-
рушенных свай на новостройках. Все это говорит о том, что приведен-
ному условию (1.1) присущи не какие-либо частные недостатки, а
весьма существенные, что свидетельствует о принципиальной невоз-
можности с помощью условия (1.1) решить проблему бездефектно-
го погружения свай. Поэтому требуется разработка нового принципа
13
бездефектности, который бы соответствовал наблюдаемым особен*
ностям процесса разрушения свай.
Важнейшим общим недостатком всех рассмотренных методов вы*
бора сваебойных снарядов, помимо недостаточной точности, являет*
ся то, что они не могут предсказать особенности процесса погруже*
ния, например возможность пробивки отдельных прочных прослоек,
скорость и продолжительность погружения (или количество ударов
молота) в каждом слое и др. В связи с этим все указанные методы
не позволяют заблаговременно наметить и оценить необходимость и
эффективность применения различных дополнительных технологи*
ческих мероприятий по обеспечению погружения свай: использова*
ние секционных свай вместо цельных, различных снарядов; устрой*
ство лидерных скважин, обмазок свай, подмыва для облегчения по*
гружения свай. Таким образом, эти методы не позволяют предсказать
ни сам процесс погружения, ни мероприятий по его облегчению, не
могут решить вопросы оптимизации и сроков работ и не гарантируют
бездефектность погружения свай. Поэтому в современных условиях
они недостаточны в силу того, что, во*первых, неудовлетворительно
решают техническую сторону вопроса и, во-вторых, не позволяют рас*
смотреть его технологическую и экономическую стороны.
2. ПРЕДЛАГАЕМЫЙ ПРИНЦИП БЕЗДЕФЕКТНОГО
ПОГРУЖЕНИЯ СВАЙ
В связи с отмеченной непригодностью условия (1.1) были предпри*
няты поиски принципиально новых решений. Проведенные нами на*
блюдения позволили установить, что разрушения голов свай проис*
ходят только при их трудной забивке, когда велико количество уда-
ров молота для погружения сваи. При достижении некоторого ’’крити-
ческого” количества ударов в результате многократного приложения
ударной нагрузки в голове сваи начинают постепенно образовываться
трещины, а затем, по мере дальнейшего увеличения количества ударов,
возникают все более серьезные дефекты и нарушения: сначала появ*
ляется сеть трещин, потом происходят отдельные выколы, разрушение
и далее полное выкрашивание бетона головы сваи, наконец, оголение
и смятие арматуры, вплоть до полного разрушения головного участ*
ка сваи. Подобные результаты наблюдались нами на многих площад*
ках [36, 39] и отмечены во многих литературных источниках [15, 20,
29, 56, 65].
Известно, что процесс разрушения бетона не является мгновенным.
Задолго до исчерпания прочности в наиболее слабых местах неодно-
родной структуры бетона появляются микроразрывы, развивающие-
ся при дальнейшем загружении в плоскости разрыва. Микротрещины в
бетоне при многократном нагружении в первую очередь возникают на
границах компонентов с различными свойствами. Именно отсюда на-
чинается разрыхление материала и его разрушение.
Таким образом, все отмеченное показывает, что разрушение свай —
процесс не мгновенный, а длительно протекающий во времени и имею-
щий усталостный характер, так как дефекты проявляются постепенно,
14
и по мере повышения общего количества ударов значимость дефектов
увеличивается.
В связи с отмеченным рассмотрим закономерности явления устало-
сти применительно к забивке свай.
Выносливость бетона — это его способность длительно сопротив-
ляться многократным повторным нагрузкам, в том числе и динамичес-
ким. В настоящее время теория динамической прочности бетона еще
не создана [6], но можно рассмотреть элементы теории, которые сво-
дятся к следующему [6,30].
Бетон при пульсирующей нагрузке, как и при однократном нагруже-
нии, разрушается из-за образования и развития микротрещин отры-
ва, направленных параллельно действующему усилию. Разрушение
бетона происходит постепенно. Вследствие неоднородности бетона
перенапряжения и микротрещины вначале возникают в отдельных
микрообъемах. Развитие этого процесса сопровождается перераспре-
делением напряжений и вовлечением в трещинообразование все боль-
шего объема материала, вплоть до образования сплошного разрыва.
На последней стадии нагружения процесс микроразрушений становит-
ся неустойчивым и носит лавинный характер.
До разрушения бетона, т.е. Образования сплошной трещины отры-
ва, требуется достаточное развитие процесса микротрещинообразо-
вания и достижение определенной предельной деформации. Чем мень-
ше количество нагружений, тем большее напряжение необходимо при-
ложить, чтобы образовалась трещина отрыва и материал разрушился.
В явлениях усталости график выносливости железобетона, т.е. за-
висимость между величиной максимального напряжения в пределах
одного цикла нагружения Охт и количеством циклов нагружений
пр
Nnp, необходимых для разрушения образца бетона при разных зна-
чениях асимметрии цикла нагружения р = omjn: атах» имеет вид, по-
казанный на рис. 3, т.е. содержит три участка. Участок I в области не-
большого числа загружений (N = 1-?102) до настоящего времени еще
недостаточно исследован. Началом графика выносливости на оси на-
пряжений о является точка, соответствующая динамической проч-
ности бетона Кд при однократном нагружении (Nnp = 1), которая пре-
вышает статическую прочность бетона RCT:
Rfl = RCTKfl.y’	<116)
где К - коэффициент динамического упрочнения, показывающий, во сколь-
ко раз при однократном нагружении величина динамического предела прочности
превосходит статический.
Величина коэффициента КДу является одним из главных показа-
телей, определяющих поведение бетона при динамическом нагружении.
По данным И.Л. Корчинского [30], для бетонов при безударном на-
гружении в среднем Кд у = 1,2.
На участке И наблюдается линейное изменение - lgNn Каж-
15
дому значению р соответствует своя прямая линия. Характер зависи-
мости (рис. 3) показывает, что переход от однократного нагружения
к работе на повторную нагрузку, даже при сравнительно небольшом
числе ее повторений, существенно снижает величину напряжения, при-
водящего материал к разрушению.
Участок Ш при N >10? циклов часто условно представляется гори-
зонтальной прямой, ордината которой отвечает абсолютному пределу
усталости (выносливости) материала ^npBbIH (на самом деле имеет
место дальнейшее снижение прочности, хотя и менее интенсивное).
Для сжатой зоны бетона пределом выносливости является граница
микротрещинообразования Тр. Поскольку эта граница зависит толь-
ко от уровня действующего напряжения и вида напряженного состоя-
ния, то для любых коэффициентов асимметрии цикла р предел вы-
носливости бетона принимается одинаковым (см. рис. 3). Значение
р сказывается только на долговечности, т.е. на числе циклов NBbffl,
при котором наступит перегиб линий выносливости. Таким образом,
имеет место
^пр.вын ^ст^у’
(1.17)
где К - относительный предел выносливости (усталости) : К^0,5.
Если напряжения в бетоне менее вын, то материал как бы при-
спосабливается к условиям нагружения и может сопротивляться им
бесконечно долгое время, т.е. способен выдержать, не разрушаясь,
несколько миллионов циклов. Напряжения выше предела выносли-
вости приводят к разрушению образца. Чем выше напряжения, тем
меньше циклов нагружения для этого требуется.
В соответствии с рассмотренными особенностями явления усталости
(рис. 3) при расчете железобетонных конструкций применяются раз-
личные подходы. Для конструкций, подвергающихся однократному
динамическому воздействию или ограниченному числу воздействий
(N = 3-?5), расчетная прочность бетона принимается в зависимости
от его динамической прочности [6].
К другой группе относятся конструкции, подвергающиеся много-
кратному динамическому воздействию в процессе эксплуатации (бал-
ки, плиты перекрытий, шпалы и т.п.), т.е. при N > 107. Подобные
практические задачи не требуют дифференцированного подхода в от-
ношении определения допустимого числа повторных нагружений и
могут быть объединены и лимитированы одной величиной. В качест-
ве такой величины принято максимальное напряжение, которое мо-
жет выдержать материал бесконечное число раз без разрушения. Эта
характеристика материала — предел усталости (выносливости). Тогда
расчетная прочность конструкции принимается в зависимости от ве-
личины предела выносливости.
Сваи относятся к промежуточному типу конструкций между ука-
занным, так как для их погружения требуется количество ударов в
пределах 1С)2 — 1()4. Поэтбму рассмотренные выше расчетные схемы
16
Рис. 3. График выносливости бетона
б
к ним не применимы. Если принять прочность, равную пределу вы-
носливости, то для обеспечения о < ^прлын необходимо принимать
очень низкие энергии удара молота Э, вследствие чего процесс погру-
жения будет малоэффективным или даже вообще невозможным.
Кроме того, при ударйом нагружении значения Ку может оказать-
ся существенно ниже 0,5, полученных при безударном нагружении
(более определенного ничего сказать нельзя, так как для свай участок
Ш не изучен). Поэтому задачи, связанные с погружением свай, требуют
дифференцированного подхода в каждом случае в отношении числа
повторных нагружений. Наиболее полно выносливость железобетон-
ных свай при погружении должна характеризоваться участком II гра-
фика и соответствующим ему уравнением
aNnp Кд.у KfllgNnp’
(1.18)
где - максимальное напряжение в пределах одного цикла нагружения, Па;
К —коэффициент динамического упрочнения; Кд - коэффициент долговеч-
ности, характеризующий сопротивляемость материала многократному приложе-
нию нагрузки; — предельное (максимальное) количество циклов нагруже-
ния при напряжениях 0^ , по превышении которых начинает происходить
разрушение конструкции (св&), т.е. N характеризует ударную стойкость свай.
Таким образом, поскольку разрушение голов свай при погружении
начинает происходить также после некоторого количества ударов, т.е.
обусловлено явлениями усталости в материале свай, то вполне естест-
венно полагать, что уравнение (1.18) будит отражать и процесс разру-
шения свай при забивке. В данном случае задачей исследований стано-
17
вится нахождение не предела выносливости, что обычно делается при
изучении конструкций, которые будут находиться под нагрузкой нео-
пределенно долгое время, а зависимости (1.18) и предельного коли-
чества ударов молота Nn^, необходимого для разрушения сваи при
напряжениях Охт , возникающих при ударе.
пр
На основании сказанного нами [33, 39, 36] предложен новый прин-
цип бездефектности. Главное требование в обеспечении качественного
бездефектного погружения свай состоит в .том, чтобы потребное ко-
личество ударов молота (или колебаний вибропогружателя) для по-
гружения сваи на проектную отметку 1 было меньше или равно ударной
стойкости сваи Nnp, т.е. допустимого количества ударов данного мо-
лота (или воздействий вибропогружателя), которое может выдержать
данная свая без разрушения (или трещинообразования) :
N<Nnp-
(1.19)
Получение зависимостей типа (1.18) для различных конструкций
свай (по марке и виду бетона, характеру и степени армирования, форме
сечения и т.п.) позволит прогнозировать для них допускаемые показате-
ли погружения (количество ударов, массу и высоту подъема молота
и др.) и, тем самым, возможные для применения типы и марки снаря-
дов.
Проектирование бездефектной технологии погружения свай, обеспе-
чивающей выполнение условия бездефектности (1.19), должно осу-
ществляться еще в процессе проектирования свайного фундамента.
Практическое использование условия (1.19) требует разработки мето-
дов определения показателей N и N что будет рассмотрено далее.
Глава II. ТЕОРИЯ ПРОГНОЗИРОВАНИЯ ПРОЦЕССА
ПОГРУЖЕНИЯ СВАЙ
1.	СУЩНОСТЬ МЕТОДА ПРОГНОЗИРОВАНИЯ
Как было отмечено в разделе 1 гл. I, важнейшим общим недостат-
ком всех рассмотренных методов является то, что с их помощью нель-
зя заблаговременно предсказать общий характер и особенности процес-
са погружения — скорость и продолжительность погружения, возмож-
ность пробивки плотных прослоек и др. Существующие методы не
позволяют также заблаговременно наметить необходимые дополни-
тельные технологические мероприятия, обеспечивающие погружение:
подмыв, обмазку свай, разработку грунта в полости оболочек и др.
Таким образом, существующие методы не позволяют прогнозировать
ни сам процесс погружения, ни мероприятия по его облегчению.
В современных условиях частные решения уже совершенно недоста-
точны Потому, что не только неудовлетворительно решают техничес-
кую сторону проблемы, но и не позволяют рассмотреть ее технологи-
18
ческую и экономическую стороны, т.е. не решают вопросы о сроках
работ и оптимизации затрат.
Применение пробных сваб для определения погружающей способ-
ности сваебойных снарядов дорого, трудоемко и сложно, и при этом
все равно не удается получить исчерпывающих результатов ввиду огра-
ниченного объема испытаний.
В связи с тем, что существующие методы не позволяют удовлетвори-
тельно решить вопрос об определениипогружающей способности свае-
бойных снарядов, нами предложен принципиально новый подход к ре-
шению этой проблемы. Данное предложение состоит в определении
погружающей способности снарядов посредством прогнозирования са-
мого процесса погружения свай. Прогнозирование заключается в по-
строении расчетным путем кривой процесса погружения сваи — кодо-
граммы N( 1) или Т (1), где N — количество ударов молота (или коле-
баний вибропогружателя), Т — затраты времени для погружения сваи
на глубину 1 (рис. 4). Кодограммы являются исчерпывающими харак-
теристиками погружающей способности каждого данного снаряда в рас-
сматриваемых условиях, так как наглядно и полностью отражают воз-
можность погружения сваи на заданную отметку, ход процесса на раз-
ных глубинах, скорость погружения и имеющие место отказы (рис. 4).
Сопоставление и анализ кодограмм для нескольких сваебойных сна-
рядов позволяют сравнить их погружающую способность и выбрать
наиболее целесообразный.
Решение проблемы обоснованного выбора сваебойных снарядов
на основе прогнозирования процесса погружения свай является качест-
венно новым и перспективным направлением, еще не использовавшим-
ся в строительной практике. Оно позволит на более высоком уровне
рассмотреть все сопутствующие аспекты проблемы (бездефектность
погружения, оптимальный выбор оборудования, определение сроков
работ и т.п.) и в целом впервые увязать воедино вопросы оптималь-
ного проектирования и сооружения свайных фундаментов.
Прогнозирование может быть осуществлено путем использования
Рис. 4. Кодограммы погружения тен-
зометрических свай С14-35 подвесным
молотом при Q = 3,1 т, Н = 13 м
1,2, 3 - номера свай
19
различных исходных физических предпосылок, теорий и расчетных
схем: уравнений движения, волновой теории, моделирования и др.
Нами был использован энергетический метод, который уже давно при-
меняется при выборе сваебойного оборудования, определении несущей
способности свай и др. и для которого уже имеются определенная ба-
за и традиции. Энергетическая теория прогнозирования базируется на
законе сохранения энергии, т.е. принимается, что полезная работа сна-
ряда при погружении сваи на любую глубину Есн равна работе сил
сопротивления грунта внедрению сваи ЕГр:
При осуществлении энергетического принципа используются обычные
широко применяемые в фундаментостроении представления и показа-
тели, что не всегда осуществимо при решении других методов.
2.	МОДЕЛИ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ СВАИ С ГРУНТОМ
Забиваемая в грунт свая раздвигает в стороны и изгибает вниз слои
грунта. Грунт под острием частично уплотняется, выпучивается вверх
и в стороны, переминая в своем движении вышерасположенные слои
и разрушая сложение грунта. Степень разупрочнения грунта около
поверхности свай от перемятая повышается с ростом влажности и
чувствительности грунтов и интенсивности приложенного динамичес-
кого воздействия.
Ударные импульсы вызывают в грунте значительные вибродинами-
ческие давления, и вода выжимается из-под острия сваи. Большая часть
воды вытечь не успевает и поэтому вокруг сваи образуется зона повы-
шенного порового давления, что приводит к дополнительному разу-
прочнению грунта и снижению поверхностного трения вследствие об-
воднения ствола сваи. Все это ведет к снижению сил сопротивления
грунта погружению сваи. Особенно резкое снижение поверхностного
трения вызывает вибрация.
Отмеченные общие особенности развития сопротивления грунта об-
наруживают существенные отличия в зависимости от степени влаж-
ности и чувствительности грунтов [34] (рис. 5).
Погружение свай снарядами — это сложный энергетический про-
цесс, при котором происходит превращение потенциальной энергии
снаряда в кинетическую энергию удара, приводящую путем преодо-
ления работы сил сопротивления грунта к остаточным и упругим пе-
ремещениям сваи. При этом энергия удара, развиваемая снарядом,
частично теряется при соударении, сотрясении окружающего грунта и
т.п. и только часть ее обусловливает остаточные перемещения сваи.
Остаточные перемещения сваи приводят к деформациям окружаю-
щего грунта и его разупрочнению, образованию смазывающей пленки
около ствола и другим явлениям. Поэтому силы сопротивления грунта
складываются из сопротивления частично нарушенного грунта под ниж-
ним концом сваи (с учетом преодоления < гидродинамических сопро-
тивлений в водонасыщенных песках) и сопротивлений уже нарушен-
20
Рис. 5. Характер и размеры области де-
формации в различных грунтах при
забивке сваи
1 - лессовидный грунт = 0,3; 2 -
мореный суглинок = О, 7; 3 - лен-
точная глина = 1,0; 4 - слоистая
глина - 1,0; 5 — ленточная глина
JL= 2,0
Расстояние от сваи в значениях ее
диаметра
967 65*3210
ного грунта по обводненному (со смазкой) стволу сваи, но с учетом об-
жимающего бытового давления, давления, обусловленного упруги-
ми деформациями уплотненного грунта, и дополнительного давления
от выпираемой массы грунта в пределах области деформации.
При ударе молота по свае происходит упругая деформация наголов-
ника Ср затем ствола сваи С2 и, наконец, грунта Cj и только по их прео-
долении происходит остаточное перемещение сваи е. По исчерпании
ударного импульса происходит восстановление упругих деформаций.
Таким образом, общая упругая деформация с = с । + С2 + с^. Величи-
ны С| и С2 обычно малы, и ими во многих случаях можно пренебречь,
т.е. принять с =с^.
Идеализированные схемы изменения с и е по мере увеличения энер-
гии удара молота Э за счет повышения Н показаны на рис. 6. Из схем
видно, что по мере увеличения Э упругая часть отказа с увеличивает-
ся при е = 0, пока не достигнет предельного значения с. При дальней-
шем повышении Э величина с остается постоянной и начинает увели-
чиваться остаточный отказ е. Таким образом, предельная упругая дефор-
мация грунта с не зависит от параметров Забивки Q и Н и является
характеристикой грунта.
Приближенно величина предельной упругой деформации грунта
с может быть определена расчетом по методу Б.В. Гончарова [16]
(рис. 7). Проведенными нами экспериментами и сопоставлениями
установлено, что при определении величины с по графику рис. 7 при
вибропогружении оболочек за размер стороны сваи следует прини-
мать толщину стенки оболочки (при этом с не должно быть больше
величины 2А, где А — амплитуда колебаний оболочки). Значения пре-
дельной упругой деформации грунта около боковой поверхности сваи
Cg при вибрационном погружении приведены ниже.
21
с
Рис. 7. Номограмма для определения
величины упругих деформаций грун-
та с при забивке свай в зависимости
от показателя текучести грунта Ji
Рис. 6. Схема зависимости величи-
ны отказов ей с от высоты паде-
ния молота Н
Cg, мм
Пески:
водонасыщенные мелкие и средние...........................2,0
пылеватые . Q............................................ 4,5
Супеси:
маловлажные...............................................1,0
водонасыщенные............................................4,0
пластичные.....................................................3,0
Суглинки:
полутвердые....................................................2,0
тугопластичные.................................................3,5
мягкопластичные..............................................5,5
Из изложенного видно, что картина развития деформаций и сопро-
тивлений грунта сложна и неоднозначна. Помимо этого, на деформации
и сопротивления грунтов погружению свай большое влияние оказывает
динамический характер приложения нагрузки, которая качественно из-
меняется в зависимости от соотношения трех фаз грунта. В связи с не-
возможностью в настоящее время учесть все особенности грунтов и по-
лучить точные аналитические выражения динамического сопротивления
различных грунтов представляется целесообразным использовать для
этой цели методы моделирования. При этом предлагается применить
простые модели, которые бы отражали только основные свойства систе-
мы, а многие частные особенности учитывали бы обобщенным способом
или через значения расчетных показателей. Для упрощения этой модели
могут не учитывать первоначальное состояние грунта и особенности пре-
терпеваемых ими изменений при деформировании, а отражать только
конечное влияние особенностей данного грунта на развитие сил сопро-
тивления. Такими простейшими моделями грунтов, очень часто исполь-
зуемыми исследователями [11—14, 16, 25, 26, 31, 51, 61, 54, 72, 74, 78,
22
81, 87] для анализа системы сваебойный снаряд — свая — грунт, являют-
ся пластическая и упругопластйческая.
Пластическая модель (рис. 8, а) построена с учетом следующих
упрощений. Свая представляет собой абсолютно твердый стержень, и
окружающий сваю грунт неподвижен. Сопротивление по боковой по-
верхности Р^, т.е. трение между боковыми поверхностями сваи и грун-
том, приведено к эквивалентному всем видам трения кулоновскому
сухому трению (принимается, что Pg не зависит от скорости движения
сваи). Как показали исследования [8, 25, 26, 50, 74], приведение дина-
мического бокового трения к эквивалентному сухому позволяет полу-
чить довольно устойчивые значения сопротивления грунтов.
Лобовое сопротивление Рл представлено защемленной невесомой
пробкой. Преодолевая трение, развивающееся по боковой поверхности,
свая ударяет по пробке, которая погружается, если приложенная к ней
сила превосходит Рд. Зависимость между лобовым сопротивлением дви-
жению сваи и ее осадкой задается упрощенно — в виде ломаной линии
ОАВ, причем предполагается, что силаРл этого сопротивления не за-
висит от скорости движения сваи. Площадь- диаграммы OABD пред-
ставляет работу за один цикл Ре. Несмотря на простоту, эта схема мо-
жет быть весьма полезной, так как не требует установления многих
неопределенных параметров упругости и вязкости.
Упругопластическая модель (рис. 8, б) отличается
наличием упругих связей, моделирующих упругость грунта. В настоя-
щее время принимается, что упругость грунта проявляется главным
образом в месте контакта торца сваи с грунтом [25, 26, 50, 61]. Поэ-
тому для схемы оставляется в силе допущение о том, что боковое со-
противление погружению характеризуется сухим трением.
Механическая модель лобового сопротивления упрощенно пред-
ставляется в виде пробки с линейной пружиной. При ударе по свае вна-
чале происходит упругая деформация грунта ОА (сжатие пружины), а
после того как усилие в ней достигнет величины лобового сопротив-
ления Рл, начнется необратимое продавливание пробки АВ. По прекра-
щении нагружения происходит восстановление BD. Этот график в це-
лом хорошо отражает взаимодействие сваи с грунтом. Положительным
свойством этой модели является также то, что при использовании энер-
гетического подхода для определения затрат энергии, т.е. площади
диаграммы усилие — перемещение, очертание этой диаграммы, а также
условие, что с = 0, не влияет на точность результатов.
У пругопластическая модель (рис. 8, в) является даль-
нейшим уточнением взаимодействия системы, так как учитываются
упругие свойства грунта и на боковой поверхности сваи. В простей-
шем случае упругость окружающего грунта моделируется невесомы-
ми полозьями, соединенными со сваей упругими связями.
• При смещении сваи после удара полозья будут оставаться неподвиж-
ными до тех пор, пока силы упругости пружин не достигнут величины
сопротивления по боковой поверхности Pg, после чего начнется их
скольжение по стенкам модели. Развитие лобового сопротивления проис-
ходит аналогично упругопластической модели. По окончании цикла
23
Рис. 8. Расчетные схемы сваи, погружаемой молотами, при различных моделях
грунта
а - пластическая модель; б-г - упругопластическая; д - упру го вязкопласти-
ческая
продавливания сваи, т.е. по прекращении действия силы удара, начи-
нается обратное перемещение сваи относительно грунта под влиянием
его упругости. При этом полозья снова прекратят движение, как толь-
ко силы упругости пружин станут меньше Pg. Общая работа сил со-
противления грунта за один цикл будет равна площади OABF, т.е. Е =
= Р(е + с/2).
Рассмотренная модель не учитывает влияния инерции грунта, ко-
торое весьма значительно. Поэтому в целях дальнейшего уточнения
применяется упругопластическая модель с присоединенной массой
грунта (рис. 8, г). В этой модели окружающий присоединенный мас-
сив грунта представлен эквивалентным материальным телом,
опирающимся на упругие опоры. При этом вес тела принимается рав-
ным весу присоединенного грунта.
При движении сваи после удара присоединенная масса перемещает-
ся вместе со сваей, пока силы упругости пружин не достигнут значе-
ний сопротивления по боковой поверхности Pg. После этого свая начи-
нает проскальзывать относительно этих элементов. Дальнейшее взаи-
модействие аналогично взаимодействию предыдущей модели.
24
Упруговязкопластическая модель (рис. 8, д) по-
зволяет дополнительно учесть и вязкие сопротивления грунта. Далее
можно уточнить характер изменения лобового сопротивления грунта
в зависимости от осадки при нагрузке и разгрузке, т.е. применить вмес-
то простой упругопластической модели Прандтля модель упругопласти-
ческую с упрочнением и др. Таким образом, количество возможных
вариантов расчетных моделей может быть достаточно велико [13, 25,
26, 61]. Эти модели будут все более полно отражать влияние основ-
ных факторов и их роль в процессе погружения.
Во всех анализируемых выше моделях свая рассматривалась как
абсолютно жесткий стержень. Однако при ударе свая претерпевает уп-
ругую деформацию. Кроме того, обычно удар по свае производится
через упругий наголовник. Поэтому упругость сваи и наголовника
также может быть представлена пружиной. Еще более сложны много-
массовые модели (см. рис. 2) [28, 30, 71,76, 82—85,93—95].
Оценивая возможность использования сложных моделей для практи-
ческих расчетов, следует указать, что в настоящее время нет достаточ-
ного количества опытных данных для обоснованного назначения числен-
ных величин многих показателей, характеризующих эти модели. Кроме
того, получаемые математические выражения взаимодействия систе-
мы молот — свая —	грунт с усложнением модели будут становиться
все более сложными, и эта сложность уже не всегда будет способство-
вать повышению точности, т.е. практическим целям.
Таким образом, учитывая изложенное, для дальнейшего исследова-
ния считает наиболее целесообразным использовать чисто упругопла-
стическую модель с учетом присоединенной массы и упругости сваи и на-
головника. Эта схема позволяет учесть в процессе погружения изме-
нение величины присоединенной массы грунта и изменение в связи с
этим характера взаимодействия.
3.	УРАВНЕНИЕ ПРОЦЕССА ПОГРУЖЕНИЯ СВАЙ МОЛОТАМИ
Динамическая модель системы молот — свая — грунт при упруго-
пластическом сопротивлении грунта представляется следующим обра-
зом (рис. 9). По упругой свае, находящейся в грунте, наносятся удары
жестким недеформируемым молотом через упругий наголовник. Под
воздействием удара свая приобретает запас кинетической энергии, ко-
торая расходуется на преодоление сопротивлений грунта: при каждом
ударе свая погружается, вначале упруго деформируя грунт на вели-
чину с, а затем пластически перемещаясь в грунте на величину остаточ-
ного отказа е. Упругие деформации после каждого удара восстанав-
ливаются. Каждый удар рассматривается как единичный, изолирован-
ный от других акт, т.е. перед каждым последующим ударом свая, мо-
лот и грунт находятся в покое. Удар воспринимает приведенная мас-
са сваи, т.е. с учетом части массы сцепленного с ней грунта, а последую-
щее движение осуществляет только свая. Эффект удара молота пред-
ставляется как передача некоторой части кинетической энергии удара
Э, идущей непосредственно на погружение сваи, т.е. без учета механи-
ческих потерь и потерь при соударении, и др.
25
Рис. 9. Упругопластйческая мо-
дель взаимодействия сван с грун-
том при погружении молотами
сн
Для возможности прогнозирования полностью всего процесса погру-
жения сваи от 0 до lj предлагается рассматривать энергетическое урав-
нение Есн = Ерр не для одного удара, как это делалось всеми исследо-
вателями ранее для определения потребной энергии удара Э или несу-
щей способности сваи Ф, а для пробивки сваей всей толщи грунта lj
из j разнородных слоев, полагая, что в пределах каждого i-ro слоя все
показатели, т.е. е, с, Э, Р, постоянны. Тогда уравнение энергетического
баланса Есн = Ерр будет иметь вид [41 ] :
при пробивке i-ro однородного слоя грунта
aSpi = Pj (ej + 0,Sep 14^14 = Ц),	(2.2)
откуда
14 a3j - 0,5Р^
(2.3)
где П| - количество ударов молота, необходимое для пробивки ьго слоя грунта;
Р| - динамическое сопротивление грунта в ьм слое, Н; а - коэффициент;
при пробивке разнородных слоев грунта
i=i	РЛ
N-= 2  --------Al------.	(2.4)
J 1^=1	аЭ^-О^Р^
26
Рис. 10. Эпюра изменения сил сопро-
тивления грунта от глубины погруже-
ния сваи
1 - фактическая; 2 - усредненная
по слоям
Уравнение (2.4) является уравнением для прогнозирования процесса
погружения сваи молотами. С его помощью можно построить кодограм-
му процесса погружения сваи молотами N(l) или Т(1). При этом под
величиной С| понимается суммарная упругая деформация наголовника,
сваи и грунта. Если в уравнении (2.4) принять величину упругой дефор-
мации грунта с = 0, то получим уравнение прогнозирования для пласти-
ческой модели системы.
При каждом ударе свая преодолевает лобовое и боковое сопротивле-
ния по всей длине погруженной части сваи Pi. Изменение сопротивления
грунта по мере погружения сваи может быть представлено эпюрой
Р(1) (рис. 10), форма которой определяется конструкцией и разме-
рами* сваи и прочностными характеристиками грунтов. Площадь этой
эпюры представляет собой суммарную работу сил сопротивления грун-
та погружению сваи.
В интегральной форме уравнение (2.4) можно применять для прогно-
зирования процесса погружения свай, если известны изменения парамет-
ров забивки по глубине с(1), т?( 1), Р(1) и др. Можно принять, что в
пределах каждого пробиваемого сваей слоя эти параметры постоянны,
т.е. принять эпюру Р(1) и другие ступенчатыми по глубине (рис. 10).
В этих случаях расчеты по прогнозированию процесса погружения свай
следует выполнять по формуле (2.4) по отдельным слоям. Методы уста-
новления 'показателей, входящих в уравнения прогнозирования, будут
рассмотрены ниже.
Энергетический процесс передачи энергии от свайного молота грунту
представляется следующим образом:
3 ^п^мех^ Эр1?,	(2.5)
где Э , Э , - полная и расчетная энергии, развиваемые свайным молотом при уда-
ре, Дж; § “ пасть энергии удара, идущая непосредственно на погружении сваи,
Дж; 7?	- механический КПД, учитывающий потери в самом молоте: >?мех =
= 0,91^ vkjf - коэффициент влияния наклона сваи); 1? - КПД передачи энергии
от молота свае и грунту, т.е. КПД удара.
27
Уравнение (2.5) показывает, что если полная энергия Эп взаимо-
действия (удара) является постоянным параметром снаряда, то воз-
можная работа (энергия) снаряда по перемещению сваи в грунте Э за-
висит от потерь, имеющих место при соударении и зависящих от самого
снаряда, характеристик сваи и грунта и других факторов.
Механический КПД молотов резко уменьшается при забивке наклон-
ных свай. Приближенно это может быть учтено коэффициентом влияния
наклона кн сваи, который определяется согласно Руководству [59].
Наклон свай.......................О	5:1	4:1	3:1	2:1	1:1
к^	......................1,0	1,1	1,15	1,25	1,4	1,7
Для молотов двойного действия (паровоздушных, гидравлических
и т.п.) расчетная энергия удара определяется [51] по формуле
Эр"№мех + РЧН,	(2.6)
2
где р - давление в цилиндре молота, Па; F - площадь поршня, м .
В молотах дизельных трубчатых в результате падения ударной части
происходит затрата энергии на сжатие воздуха в камере Эсж, которая
ослабляет чисто механический удар (Эмех = QH*7Mex), а затем проис-
ходит взрыв топлива, который частично идет на погружение сваи
(ЭВЗр св), а частично на подброс вверх ударной части молота, т.е.
Э = (QHr?Mex ~	+ ЭВзо св) = (^Н77мех “ ^сж)7-	(2-7)
Величина ЭВЗр св переменна и зависит от свойств грунта и размеров
сваи, т.е. от отказа сваи, и ее можно учесть поправочным коэффициен-
том у = <р(е) к Эр. Путем обработки результатов экспериментов
В.Е. Конаша [29] для молота С-859 нами построен график зависимости
относительной дополнительной энергии при взрыве топлива 7 = ЭВЗр св/
/Эр от величины остаточного отказа сваи е (рис. 11). Удельное количест-
во топлива 6 (см3/удар • т), используемое различными молотами за
один удар 6 = b/Q (где b - расход топлива, см3, на один удар данным
молотом), в среднем постоянно и равно 1,8. На этом основании можно
принять, что и величина 7 = <р(е), определяемая по рис. И, будет также
одинакова для различных марок трубчатых дизель-молотов.
Как видно из рис. 11, коэффициент 7 незначителен при малых отка-
зах и возрастает с увеличением отказов от 7 = 1 при е = 0 до 7 = 1,44
при е = 20 мм. Это является следствием того, что с увеличением отказа
е периоды времени действия механического удара и удара от взрыва
топлива начинают постепенно сближаться, а затем протекают одновре-
менно и удар получается более продолжительным. В последнем случае
в момент взрыва топлива свая находится в движении под действием
силы механического удара поршня, когда коэффициент сцепления
сваи с грунтом ниже, чем в состоянии покоя. Поэтому энергия сго-
рающих газов может привести к значительному эффекту погружения
сваи.
28
Рис. 11. График поправки 7 к энергии
удара трубчатых дизель-молотов в зави-
симости от величины отказа е
Величина энергии 3_w, идущая на сжатие воздуха в камере сгорания,
может быть определена по методике В.Н. Вязовикина [13] по формуле
Эсж = 6°PaVK’	' (2-8)
где ра — давление в начале процесса сжатия (ра = 1,05 кг/см г = 105 кПа; Vk -
объем камеры сгорания дизель-молота, см3 (параметры молотов приведены
ниже).
С-995 С-996 С-1047 С-1048
Q кг.......................................... 1250	1800 2500 3500
V , см3 ...................................... 1540	2350 3320 4320
Э . кДж.......................................... 9,7	14,8 21,0 27,2
Проведенные расчеты по формулам (2.7) и (2.8) показали, что рас-
четная энергия удара трубчатого дизель-молота Эр может колебаться от
0,6 QH до 0,92 QH, что существенно отличается от рекомендуемого зна-
чения Эр =0,9 QH (по Руководству [59]) или Эр =0,6QH [13].
Для рассмотрения вопроса о потере энергии при соударении молота
со сваей традиционно применим классическую теорию удара [2] с уче-
том, что коэффициент восстановления е меньше единицы (упруго-
пластический удар). Рассмотрим характерные случаи.
1.	Сопротивление слабого грунта погружению сваи Р очень мало,
т.е. Р = 0, и удар молота о сваю приближается к условию соударения
двух свободных упругих тел [2,14,22, 51,78,81,87]:
=_Q_L4d, (2.9)
Эр Q+ q	0 *ч
где а*,	— соответственно доли потерь энергии и передачи энергии при ударе;
q - масса сваи.
2.	При забивке сваи к ней присоединяется некоторая масса грунта
^гр’
которая участвует в соударении и вследствие этого характер соуда-
рения и условия передачи энергии изменяются:
Q+ e2(q + q )
*2 =---------------_Е_
Q+ Ч+ ЧГр
(2.Ю)
29
3.	Сопротивление грунта при пробивке очень плотной прослойки
настолько значительно, что остаточные перемещения сваи практичес-
ки прекращаются, т.е. Р-*©о, е -Ч), но с 0 (где е, с — остаточное и упру-
гое перемещение сваи за один удар). Это предельное условие можно рас-
сматривать как практически соответствующее удару молота о бесконеч-
но большую массу q' , которая представляется массой сваи q и присое-
диненной к ней массой грунта qrp =	. Тогда из формулы (2.9) при
q'=“ получим:
= 1 - е ,	= 1 - ^3 = е.
(2.11)
Случаи 2 и 3 и полученные результаты принципиально отличаются от
ранее рассматривавшихся при исследовании соударения молота со
сваей [2,14,22, 51,78,81, 87].
Таким образом, формулы (2.9) и (2.11) определяют крайние зна-
чения коэффициента i? эффективности передачи удара голове сваи.
Все промежуточные значения т? будут определяться изменением вели-
чины присоединенной массы грунта qrp в формуле (2.10). При q^ =
= 0 формула (2.10) превращается в формулу (2.9), а при qro = ©о —
в формулу (2.11). Таким образом, формула (2.10) определяет КПД
удара молота при любых условиях. При соударении молота и сваи через
промежуточные элементы часть энергии расходуется на их деформации
и другие потери [2]. Поэтому окончательно уравнение для КПД удара
молота примет вид:
Q+ e2(S4i+ qr
rj =-------------.
Q + 2qi + qrp
’ Ч + + % +	’
(2.12)
где q, Яц’ Як ~ массы сваи соответственно наголовника, подбабка и частей
корпуса молота, участвующих в соударении.
Коэффициент восстановления при ударе через наголовник с проклад-
кой по традиции принят равным е = 0,454-0,55 (е2 = 0,2) для любых
свай. При повреждении головы сваи е = 0.
Физически присоединенную массу грунта можно представить как не-
который массив грунта около сваи, участвующий в соударении при
ударе молота по свае. Таким образом, удар воспринимается не только
сваей, но и некоторой частью прилегающего к ней грунта, что ведет к
увеличению массы сваи. Согласно выражениям (2.9) — (2.11) вели-
Гр при погружении сваи прямо
чина присоединенной массы грунта qL
пропорциональна сопротивлению грунта на боковой поверхности сваи
и обратно пропорциональна величине отказов е, при которых идет
погружение
Ягр = *’<Рб/е)-
(2.13)
Изменение rj особенно существенно в пределах колебаний qrp от 0
до Ют. При расчете процесса погружения свай можно принимать qrp =
30
- 0. Связанные с этим неточности частично учитываются при определе-
нии значения коэффициента а. При определении же несущей способности
сваи динамическим методом после ’’отдыха9’ значения q существен-
ны и должны учитываться.	"
Известно, что результативность удара (отказ) тем выше, чем больше
масса молота при одной и той же энергии удара. Поэтому, чтобы учесть
этот факт, параметр а уравнения энергетического процесса (2.4) должен
включать функцию, зависящую от отношения Q/q, и при этом функция
эта должна быть нелинейной [10,24,25, 51,73]. На основе приведенных
соображений и многочисленных (более 600 свай) сопоставлений факти-
ческих кривых погружения свай и расчетных коэффициент а был аппрок-
симирован выражением
a = k\/Q/cf,	(2.14)
где к - коэффициент, характеризующий степень совершенства модели, т.е. ее соот-
ветствие фактическим данным.
Значения коэффициента к определялись раздельно в зависимости от
типов молотов в связи с различиями в структуре их удара, от методов
определения динамических сопротивлений грунтов и расчетных мо-
делей, видов грунтов (талый или мерзлый). Таким образом, имев-
шийся экспериментальный материал по изучению процесса погружения
свай был разбит на несколько статистических выборок, характеризую-
щихся указанными признаками. Средние значения коэффициентов про-
порциональности к и значения их размаха для каждой выборки свай
были определены методом наименьших квадратов и приведены в
табл. 1.
Коэффициенты к оказались различными для разных типов молотов,
грунтов, методов определения сопротивлений грунтов, расчетных схем.
Чем ближе значение коэффициента к к единице, тем совершеннее учет
всех факторов в расчетной модели. Таким образом» величина коэффи-
циента к количественно учитывает комплексное влияйиё факторов,
составляющих структуру удара различных молотов, а также все имею-
щие место несовершенства примененных расчетных схем и методов
определения расчетных показателей.
4. УРАВНЕНИЕ ПОГРУЖЕНИЯ СВАЙ ВИБРОПОГРУЖАТЕЛЯМИ
Вибропогружатель низкочастотный (ВП). За полный оборот дебалан-
сов он совершает рабочий ход вниз (погружение) и нерабочий — вверх
(выдергивание сваи) (рис. 12). Анализ показывает [42], что в про-
цессе вибропогружения свай можно выделить несколько этапов
(рис. 13).
Этап 1 - до срыва (начальный). В начале погружения (например, не-
посредственно сразу после перерыва) перемещения сваи относитель-
но грунта отсутствуют и свая некоторое время колеблется вверх — вниз
вместе с окружающим ее грунтом как одно целое. Таким образом,
имеет место реальное присоединение определенной массы грунта к бо-
ковой поверхности сваи. При увеличении параметров колебаний или
31
Рис. 12. Виброграмма по-
гружения сваи
продолжительности вибрирования наступает постепенное проскальзы-
вание сваи относительно грунта, сопровождающееся снижением сил
трения и уменьшением влияния присоединенной массы грунта.
Этап 2 - после срыва. Далее происходит как бы срыв сваи — сопро-
тивление трению резко снижается и свая начинает интенсивно погру-
жаться. В этот момент окончательно осуществляется переход стати-
ческой формы трения f к динамической когда значения приведенных
сил сухого трения снижаются в 3—11 раз [25] по сравнению со стати-
ческим сопротивлением.
После срыва сил бокового трения амплитуда колебаний сваи А
резко увеличиваются и стремятся стать постоянными, приближаясь по
величине к амплитуде А«> колебаний сваи как свободного тела, не свя-
занного с грунтом, и обычно не превосходят величины [7, 25, 26, 50,61 ]
А=д--~,	(2.15)
Qb
где К — статический момент дебалансов, Н • м; О - суммарный вес вибросисте-
мы, т.е. вибропогружателя, наголовника и сваи, Н; Д — коэффициент, учитываю-
щий влияние присоединенной массы грунта (обусловленной наличием обратимо-
го перехода от f к и затем снова к f) и изменяющийся от 1-1,5 в начале про-
цесса погружения до 0,4-0,7 в конце в зависимости от свойств и сопротивления
грунтов.
В то же время амплитуды упругих колебаний грунтового массива ря-
дом со сваей резко снижаются, становятся незначительными (2—6 мм),
особенно в песчаных грунтах (2—4 мм).
Кривые погружения сваи Т(1) на этом этапе характеризуются вна-
чале большой крутизной, т.е. высокой скоростью погружения, так как
при таких больших амплитудах колебаний сваи (2А = 10-^40 мм) обес-
печивается отрыв нижнего торца сваи от грунта в каждом цикле ко-
32
Рис. 13. Кодограммы процесса ви-
бропогружения железобетонных
трубчатых свай СКЗО-бОн
1 - фактически замеренные ходо-
граммы; 2 - то же, расчетные;
1 - песок мелкий; II — суглинок
с гравием; Ш - глина тугоплас-
тичная
лебаний с последующим ударом по грунту с его продавливанием (ско-
рость погружения v = 14-3 м/мин; остаточное погружение за цикл е =
= 2-гб мм). Такая особенность работы вибросистемы очень кратковре-
менна и имеет место на первых нескольких метрах погружения, когда
сопротивления грунта незначительны. Поэтому данный режим не яв-
ляется характерным для погружения свай.
Этап 3 - основной. Характеризуется плановымснижением скорости —
кривые погружения постепенно уполаживаются. Этот факт, а также не-
которое снижение амплитуды колебаний вибросистемы с глубиной до
7—15 мм обусловлены увеличением сопротивления грунтов и ростом
присоединенной массы грунта qrp. В данных условиях отрыв торца сваи
и удар системы о грунт не всегда имеют место, поэтому в ряде случаев
окружающий грунт колеблется вместе со сваей как некоторая присое-
диненная масса с проскальзыванием сваи при каждом цикле на вели-
чину остаточной деформации е.
Увеличение параметров вибропогружения К или частоты вращения
пв вновь ведет к росту амплитуд, уменьшению qrp и повышению ско-
рости погружения.
Таблица 1. Средние значения коэффициентов пропорциональности к
Модель грунта	Метод опреде- ления Р	Молоты			
		подвес- ной	дизель- ные труб- чатые	дизель- ные штан- говые	двойного действия
Пластическая (с=0)	СНиП 11-17—77	0,50	0,40	0,70	0,55
Пластическая (с=0)	Статическое зондирование	0,70	0,60	1,20	0,75
	Динамическое зондирование	0,60	0,50	1,10	0,75
Упругопласти- ческая (с>0)	Статическое зондирование	1,00	0,90	1,60	0,80
	Динамическое зондирование	0,90	0,75	1,50	0,70 •
Этап 4 - конечный- Характеризуется резким снижением скорости
погружения (0,2—0,02 м/мин). С глубиной погружения амплитуды
колебаний вибросистемы начинают интенсивно падать (А = З4-8 мм),
пока не наступает полное ’’защемление” сваи в грунте. Кривая погруже-
ния Т(1) приближается к горизонтальной прямой, т.е. погружение
близко к полному отказу (имеют место только упругие перемеще-
ния) . Использование ВП неэффективно.
С учетом отмеченного взаимодействия система вибропогружатель —
свая — грунт при разных моделях грунта на эффективном этапе погру-
жения может быть представлена следующим образом.
При пластической модели грунта последний в процессе погружения
принимается неподвижным, т.е. не учитываются упругие деформации
грунта. Перемещается только свая (рис. 8, а; 12), которая при рабочем
ходе вниз на всем пути перемещения s = 2А + е преодолевает сопротив-
ление грунта по боковой поверхности сваи Pg и на части пути е (е — ос-
таточное перемещение сваи) — лобовое сопротивление Рл, т.е. за один
рабочий цикл совершается работа сил сопротивления грунта [Pfi(2A +
+ е)*Рле].
В упругопластической модели грунта (рис. 8, б; 12) последний также
принимается неподвижным относительно боковой поверхности сваи и
обладает только пластическими свойствами, т.е. характеризуется только
сухим трением. Грунт же под острием наделяется как пластическими,
так и упругими свойствами. В этом случае свая при рабочем ходе вниз
на всем пути перемещения s = 2А + е преодолевает сопротивление грун-
та по боковой поверхности Pg и совершается работа этих сил Pg(2A +
+ е). Острие (торец) сваи на пути перемещения вниз s = 2А + е = Ап +
+ с + е работает следующим образом. На части пути Ап (Ап — подскок
торца сваи над грунтом при ее ходе вверх) торце сваи не преодоле-
вает сопротивления грунта (Рл = 0; РЛАП = 0), далее на пути с имеет
место сопротивление упругой деформации грунта (работа Рд с/2) и,
наконец, на пути е — сопротивление пластической деформации (рабо-
та Рл е). Таким образом, общая работа острия равна Рде + 0,5Рдс.
Упругопластическая модель грунта (рис. 14), предполагающая на-
личие упругих и пластических деформаций грунта под острием и по
боковой поверхности, позволяет получить еще более точную расчет-
ную схему взаимодействия системы. Для- наиболее основного (эф-
фективного) этапа процесса вибропогружения характерно, что свая
при движении вверх на величину А перемещается вместе с присоеди-
ненным грунтом, который поднимается на высоту Cg над уровнем
грунта (eg — упругое перемещение грунта на боковой поверхности
сваи). Далее при движении сваи вниз на пути s = 2А + е на эту же ве-
личину Cg перемещение до нулевого уровня происходит за счет веса
грунта, т.е. без преодоления сопротивлений по боковой поверхности
и поэтому без затрат работы (Pg = 0 и PgCg/2 = 0). Затем боковая по-
верхность уже принудительно погружается, упруго деформируя грунт
на величину Cg, и затем пластически перемещается в нем на величину
34
ftic. 14. Схема упругопластической модели взаимодействия сваи е грунтом при
вибропогружении
еб (еб ~ пластическая деформация на боковой поверхности eg = 2А +
+ e-cg).
Торец сваи при движении вниз на пути s = 2A + e=An + c + e рабо-
тает аналогичным образом, как и для ранее рассмотренной упруго-
пластической модели (при Ад = 0 с= 2А, с < 2А). В соответствии с рас-
смотренной схемой проанализируем баланс работы активных и рекатив-
ных сил для рабочего цикла (вниз).
Для возможности прогнозирования всего процесса погружения сваи
баланс работы активных и реактивных сил рассмотрим для подобных
циклов при пробивке j слоев грунта, полагая, что в каждом i-м одно-
родном слое показатели взаимодействия А, е, с, Cg и другие постоян-
ны.
Энергетический баланс работы сил ЕГр = Есн имеет вид:
при пробивке i-ro слоя грунта мощностью
[^л i (ei+ 0’5ci) + Pgi (e6i+ ®’^c6i) 1 ni t^Bi^^i + e0 +
+ 0,5Witu]K;	(2.16)
подставляя eg(2A + e) - Cg; t П| = t^, тц =	= Zp получим
[(P^i + 2PgjAinBjtj + О^Рл^Пв!*]) ~ 0>5Рб1сб1пв1Ч1 “ t^Bi^inBi4 +
+0,5Witi]K;	(2.17)
35
при пробивке j разнородных слоев общей мощностью L и решая
уравнение (2.17) относительно t-, получим	J
т , j._____________(Pj - «Ов.) h__________
J i=l 1 l(0.SKWit2MBiAfti-2P6iAfti>-
0’5ImcinBil +
(2.18)
где A - амплитуда колебаний сваи, м; k - коэффициент пропорциональности,
характеризующий степень совершенства модели, т.е. соответствие фактическим
данным; Pj, Pgj, Рд| — динамическое сопротивление грунта погружению сваи в
центре i-ro слоя соответственно общее, по боковой поверхности и по нижнему
концу (лобовое); е — остаточное перемещение сваи вниз за один цикл, м; -
время полного оборота дебалансов вибропогружателя, с; t|, Ti — время про-
бивки сваей i-ro слоя грунта толщиной 1| и пробивки всех j слоев грунта, с;
Wj — мощность вибропогружателя, Дж, идущая непосредственно на процесс по-,
гружения сваи (коэффициент 0,5 показывает, что за рабочий цикл затрачивается
половина работы за полный цикл);	— суммарный вес вибросистемы, вклю-
чающий веса вибропогружателя qBn, наголовника и сваи q, Н; - количество
оборотов дебалансов в секунду.
Для возможности практического использования полученных формул
при прогнозировании процесса погружения сваи были разработаны мето-
ды определения входящих в них показателей.
Прогнозируемая амплитуда колебаний системы вибропогружатель —
свая может определяться приближенно по формуле (2.15) при д = 1,
т.е. приниматься постоянной. На самом же деле при вибропогружении
по мере заглубления сваи амплитуда постепенно уменьшается в связи
с увеличением присоединенной массы грунта. Поэтому должно иметь
место снижение д при увеличении бокового сопротивления Pg и его по-
вышение при увеличении G, т.е. д = ^(Pg/G). Проведенные расчеты по
данным экспериментов ЛИИЖТа, ВНИИТСа, ВНИИГСа [25, 26, 50, 61,
63] (127 измерений на 22 участках при погружении свай и 14 оболочек
диаметрами 1,2; 1,5; 2; 3; 4; 5 и 6 м вибропогружателями ВП-1,ВП-3,
ВП-30, ВП-80, ВП-160, ВП-170, ВП-225, ВУ-1,6, ВУ-3 и др. в самые различ-
ные грунты) показали, что величина д хорошо аппроксимируется форму-
лой
0,lPg
д = 1-----_б_ .	(2Л9)
G
Исследования отношения А/Аф (где А - амплитуда расчетная, Аф —
фактическая замеренная амплитуда) показали, что при д=1ид=1—
— 0,1 Pg/ G средние величины отношения равны 0,994, т.е. очень близки
единице. Это указывает на возможность использования обеих формул;
36
при использовании формулы (2.19) существенно ниже размах отклоне-
ний и коэффициент вариации* т.е. она более надежна.
Учитывая, что затухание амплитуды колебаний вибросистемы связано
с увеличением присоединенной массы грунта qrp, формулу для расчета
амплитуд можем представить в виде
К
^в + ^гр
(2.20)
Решая совместно выражения (2.15), (2.19), (2.20), получим решение
для определения величины присоединенной массы грунта:
ОД)
q = ——----------.	(2.21)
гр 10G - Рб
Полученное выражение (2.21) соответствует йрироде возникновения
и динамике развития присоединенной массы грунта: увеличение при по-
вышении бокового сопротивления Pg и снижение при увеличении возму-
щающей силы G зависят как от вида грунта, так и от режима вибропогру-
жения. Проведенные сопоставления расчетных значений q Гр по формуле
(2.21) с фактическими, определенными по формуле (2.20) при Аф (q^ =
=	— QB), показали близкие результаты. Таким образом, зна-
чения q^, определенные по формуле (2.21), могут быть использованы
в расчетах по прогнозированию.
Для определения мощности W, затрачиваемой вибропогружателем
непосредственно на процесс погружения сваи, предлагается использо-
вать формулу, рекомендованную О .А. Савиновым [61 ]:
1,2К^а;^ G^g	Gg	(2 22)
=----------=------------(К = — , о; = 2япв),
4Q ttQ со	co2
D	D
где co - угловая скорость вращения дебалансов, 1/с; g — ускорение силы тяжести
(g = 9,81 м/с2); 1,2 - коэффициент, учитывающий потери энергии на колеба-
ния грунтового массива; П& - число оборотов дебалансов в секунду.
По формуле (2.22) затрачиваемая мощность по мере погружения
сваи остается постоянной. На самом деле с увеличением глубины по-
гружения сваи потребляемая мощность постепенно снижается. Для
проверки возможности использования формулы (2.22) рассчитанные
по ней мощности W сопоставлялись с фактическими Wф, определен-
ными по данным активной потребляемой мощности Wa, замеренной
непосредственно в процессе погружения сваи,
> - wa"OT - wxx 	<2'23’
где 7} - КПД электродвигателя (п = 0,854-0,90), определяемый в зависимости
эл	эл
37
от нагрузки по паспорту; Wxx - мощность, кВт, потребляемая на холостом ходу
вибропогружателя (Wxx = 0,25 WH или более точно по графику [25 ]); WH - пол-
ная или номинальная мощность электродвигателя, кВт.
Расчеты показали, что исследуемое отношение W/W(j) колеблется в
пределах от 0,5 до 1,6 при средневзвешенном значении W/W(|) =
указывает на соответствие расчетных и фактических значений и на
возможность использования формулы (2.22). Точность определения
мощности W по формуле (2.22) может быть повышена, если при опре-
_____________________________________ w
по
1. Это
делении QB учитывать величину присоединенной массы грунта qrp
формуле (2.21). Было также установлено, что формула (2.22) дает
искаженные результаты только при резком несоответствии G и QB,
т.е. при явно завышенной возмущающей силе G по условиям погруже-
ния. Поэтому значение мощности W, определенное по формуле (2.22),
должно также удовлетворять условию
Wmbkc < °’6Wh О^макс = WH^Mex " °>25Wxx = °’6Wh> •
MdJkU	П	П MCA	АЛ	П
Учет и указанного ограничения позволяет снизить размах отноше-
ния = 0,8-? 1,3 и коэффициент вариации.
Рассмотренные выше предложения применимы для расчета затра-
чиваемой мощности и при виброударном погружении свай [26].
В энергетическое уравнение взаимодействия системы вибропогружа-
тель — свая. — грунт (2.16), (2.18) нами введен поправочный коэффи-
циент совершенства модели К. Анализ значений этого коэффициента
позволяет оценить точность предложенных расчетных схем, т.е. совер-
шенство принятых моделей. Кроме того, в связи с тем, что вводимые
для расчетов по формуле (2.18) значения показателей A, W, Р, с, Cg и
пв устанавливаются приближенными методами, коэффициент пропор-
циональности К позволит также несколько скомпенсировать несовер-
шенство моделей грунта, расчетных схем и методов определения пока-
зателей, а также неучтенных факторов.
Частные значения коэффициента совершенства модели lq были уста-
новлены путем сопоставления фактических и расчетных по формуле
(2.18) кривых процесса погружения свай и оболочек, т.е. путем сопос-
тавления Т и Тф. Далее осуществлялись обобщение полученных дан-
ных, их анализ и статистическая обработка полученных частных зна-
чений коэффициента К j.
Расчеты были выполнены для 52 случаев погружения свай-оболочек
диаметрами 0,96-^6,0 м на 41 площадке и для 80 свай — на 36 площад-
ках. Все экспериментальные данные были разделены на несколько
статистических совокупностей, характеризующихся соответствующими
признаками.
Далее по полученным частным значениям были определены сред-
ние значения коэффициента совершенства модели К для каждой исследо-
ванной выборки, а также размахи частных значений, коэффициент
вариации и т.п. Полученные результаты для вибропогружателей и вибро-
38
Таблица 2. Коэффициенты совершенства модели
Расчетная модель	Метод определений сопротивлений грунта	Значения коэффициента (среднее и размах)
Пластическая (с =0; с^ =0) Упругопластическая ( с = 0; сб=0)	СНиП П-17-77 То жедши зондиро- вание	0,50 (0,2-0,7) 1,00(0,7-1,6)
вдавливающих установок ВВПС при погружении свай и оболочек в та-
лые и вечномерзлые грунты приведены в табл. 2.
Полученные в главе II формулы позволяют прогнозировать процесс
погружения свай и оболочек, зондов, труб, бурового инструмента,
штампов и др. молотами и вибропогружателями, т.е. чисто расчетным
путем строить кодограммы N(l) и Т(1). Для этого расчет погруже-
ния ведется для каждого i-ro слоя грунта при постоянных на этом
участке показателях. Полная кодограмма строится суммированием для
j слоев, пробиваемых сваей при погружении.
Формулы можно использовать для прогнозирования процесса погру-
жения свай и при других более простых моделях грунта; так, при Cg =
= 0 и с= 0 получим формулу дгЙ1 пластической модели.
Глава III. ДИНАМИЧЕСКОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ ГРУНТОВ
ПОГРУЖЕНИЮ СВАЙ
1.	ОСОБЕННОСТИ ПРОЯВЛЕНИЯ ДИНАМИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ
Правильное ц заблаговременное определение сопротивления грун-
тов является важнейшим условием определения погружающей способ-
ности сваебойных снарядов и прогнозирования процесса погружения
свай. Именно в силу отсутствия методов определения сопротивления
грунтов при погружении свай многие теоретические решения по выбору
сваебойного оборудования не нашли практического применения.
Имеющиеся исследования [7, 8, 10, 25, 26, 50, 74 и др.] показывают
(рис. 15), что диаграммы усилие — деформация P—s для свай при удар-
ной (вибрационной) и статической нагрузках имеют одинаковый харак-
тер. Это позволяет сделать вывод, что и особенности работы свай под
динамической и статической нагрузками в принципиальном отноше-
нии одинаковы. Поэтому для определения динамического сопротивле-
ния грунта погружению различных конструкций свай Р могут быть ис-
пользованы те же формулы, что и для определения несущей способности
свай Ф по СНиП П-17—77, только в них следует подставить удельные
динамические сопротивления — лобовое R_ и по боковой поверхности
1д и дополнительно учесть особенности взаимодействия свай с грунтом
в процессе погружения. Тогда общее динамическое сопротивление грун-
та при пробивке i-ro слоя Р| будет определяться следующими уравне-
ниями:
39
Рис. 15. Зависимость сопротивления
грунта от величины перемещения
сваи
а - при ударном нагружении при раз-
ной высоте падения ударной части
молота Hj <iH2 Яу б - при ста-
тическом нагружении
для свай с постоянным поперечным сечением по длине (призматичес-
кие, цилиндрические, треугольные, тавровые и т.п.)
‘,i“pni+p6i=VtuIWi;	<’•»
для свай с переменным поперечным сечением (конические, пирами-
дальные, клиновидные и т.п.) по Руководству [58], но без учета реоло-
гического коэффициента
₽i -	+	+ ^oi) ’	(3.2)
для свай с уширением без учета сопротивления грунтов выше уровня
уширения:
а)	при расположении уширения у нижнего конца сваи (булавовид-
ные и т.п.)
~ Кд^уш + иунЛуш^дг
(33)
40
б)	при расположении уширения в любом месте по длине сваи (плос-
копрофилированные сваи и т.п.)
+ ^д^уш^уш + иуц/д1Ьуш + и^д1к’ (3«4)
где Рд, Pg - динамические сопротивления грунтов ei-м слое - лобовое и по боко-
вой поверхности, Н; u, F - периметр, м, и площадь поперечного сечения сваи, м2;
1-	— толщина i-ro слоя грунта, м; Uj - средний периметр сваи в i-м слое грунта, м;
fgi — дополнительная составляющая поверхностного трения от действия отпора
ьго слоя грунта по боковой поверхности, Па; иуш, Fyuf ЬуШ - периметр, высота
и площадь поперечного сечения уширения.
При погружении сваи-оболочки с открытым нижним концом могут
иметь место следующие расчетные схемы. По мере погружения оболоч-
ки ее полость постепенно заполняется грунтом и в ней постепенно форми-
руется и вступает в работу грунтовый Сердечник, т.е. возникает трение
грунта сердечника о внутреннюю поверхность оболочки. Поэтому об-
щее сопротивление грунта складывается из трения по наружной и внут-
ренней боковым поверхностям и лобового сопротивления грунта по
площади кольцевого сечения:
+ ^6i + ^б.внл Кд1^о + и^д^1+ UBH^^iai^BHi’
(3.5)
где Fq - площадь кольцевого сечения сваи-облочки; и, ивн - наружный и внутрен-
ний периметры оболочки.
Сопротивление трению по внутренней поверхности принимается в
пределах высоты сердечника за вычетом верхней части толщиной 1—2 м
при слабом грунте (J^ > 0,6). Некоторое уплотнение грунта сердечника
за счет внедрения в грунт кольцевого сечения следует согласно исследо-
ваниям ВНИИГСа [50] учитывать коэффициентом увеличения расчет-
ного сопротивления по внутренней поверхности оболочки а. При показа-
теле текучести грунта Jp > 0,5 а = 1,0, а при < 0,5 и для песчаных
грунтов а = 1,25.
При вибропогружении сваи-оболочки без выемки грунта высота грун-
тового сердечника в песчаных грунтах рыхлого сложения, а также в гли-
нистых с показателем текучести > 0,25 при расчетах принимается
равной глубине погружения оболочки, т.е. = Sip При погружении
с извлечением грунта из расчета исключается толщина слоя разработан-
ного и удаленного грунта.
Грунт при вибропогружении будет вдавливаться в полость оболочки
только до тех пор, пока не наступит равновесие сил между сопротивле-
нием сердечника трению по внутренней боковой поверхности оболоч-
ки Pg вн и предельной нагрузкой на грунт, лежащий в плоскости нижне-
го его конца Рл вн:
^б.вн ^л.вн’ т’е* Ивн^дЛ^вш ^КдЛн’	(3-6)
где F - площадь внутренней полости оболочки; 1__; - толщина отдельных
вн	__ -
слоев грунта в полости оболочки.
41
Этот момент равновесия сил соответствует превращению грунтово-
го сердечника в грунтовую пробку, прочно заклинивающую полость
сваи. После этого свая-оболочка начинает погружаться как свая с закры-
тым нижним концом [см. формулу (3.1) ].
Окончание формирования грунтовой пробки обычно приводит к не-
возможности дальнейшего погружения оболочки. Поэтому для облегче-
ния погружения сваи-оболочки производится извлечение грунта из ее по-
лости. При погружении оболочки после частичной разработки грунто-
вого сердечника, т.е. несколько выше нижнего конца оболочки, выдав-
ливание грунта внутрь облегчено снятием пригрузки. Поэтому лобо-
вое сопротивление оказывается меньше, чем при погружении без из-
влечения грунта. Этот факт предлагается учитывать, принимая усред-
ненное лобовое сопротивление
Rj =0,5(RH + R2i),	(3.7)
где Rp R2 - удельные сопротивления грунта в центре i-ro слоя, принимаются соот-
ветственно глубине расположения слоя: при определении Rj — от поверхности
грунта и R2 - от верха грунтового сердечника.
При погружении оболочки после полной разработки грунтового сер-
дечника, т.е. до уровня нижнего конца оболочки, внутренняя пригрузка
отсутствует и, следовательно, сопротивление грунта выдавливанию
внутрь также отсутствует; в этом случае при расчете Rj по формуле
(3.7) значение R2 следует принимать для глубины, равной нулю.
При опережающем извлечении грунта сердечника, т.е. ниже ножа обо-
лочки, возможны следующие случаи. При разработке опережающей сква-
жины в глинистых грунтах грейфером форма забоя становится воронко-
образной. При шнековом, ковшовом или фрезерном буровом рабочем
органе образуется относительно правильная цилиндрическая скважина.
Во всех этих случаях диаметр выработки всегда меньше внутреннего
диаметра оболочки, поэтому при следующем ее погружении происходит
как бы резание грунта цилиндрическим периметром вертикальной
стружки толщиной 6. В этом случае лобовое сопротивление Рл можно
принять равным сопротивлению резанию стружки периметром и по фор-
муле Н.Г. Домбровского:
Рл = rFCTP = ги5’	(З-8)
где Г - удельное сопротивление резанию, Па; FCT0» U, 6 — соответственно площадь,
периметр и толщина срезаемой стружки при погружении оболочки.
При бурении опережающей лидерной скважины турбобуром диамет-
ром, на 5—6 см меньшим внутреннего диаметра оболочки d^, вслед-
ствие воздействия высоконапорной воды с поверхности скважины про-
исходит обрушение породы, сопровождающееся увеличением диаметра
скважины до внешнего диаметра оболочки и даже более, когда лобовое
сопротивление исключается и Рл = 0. Разработка опережающей скважи-
ны в песках вследствие его обрушения также освобождает нижнее коль-
цо оболочки от грунта.
42
Опыты многих исследователей показали, что при ударном погружении
сваи значения максимальных величин динамического сопротивления
сваи не остаются постоянными и равными предельному статическому
сопротивлению, а существенно зависят от начальной скорости удара
v, т.е. от высоты падения ударной части молота (рис. 15). При этом
проведенный анализ имеющихся результатов исследований [8, 9, 11,
13, 25, 26, 74, 82 и др.] позволяет сделать вывод, что характер соотно-
шения лобовых сопротивлений Рл < Рл Пр и Рд < Фл имеет место при
малых перемещениях сваи s < sKp (sKp — перемещение, соответствую-
щее Рл = РЛЛ1р), что обусловлено недостаточной начальной скоростью
внедрения сваи v < vKp. Противоположный результат, т.е. Рд = Рл Пр и
Рл > Фл, наблюдается в случае значительных перемещений от удара,
т.е. при s > sKp, что соответствует большой скорости погружения сваи
v > укр (здесь ^л.пр’ ®л - предельные динамическое и статическое
сопротивления; vKp — критическая скорость удара). Аналогичные соот-
ношения имеют место и для бокового сопротивления грунта.
На основании полученных результатов совершенно очевиден вывод
о том, что в процессе погружения свай в связи с различной высотой па-
дения ударной части и величинами отказов динамические сопротивле-
ния грунтов Р на разных глубинах погружения могут отличаться от пре-
дельных Рдр и находиться в различном соотношении с величиной пре-
дельного статического сопротивления Ф, т.е. Р зависит от режима погру-
жения. Поэтому возможность разработки простого и надежного аналити-
ческого метода для определения динамического сопротивления грунта
представляется маловероятной.
Точные значения динамических сопротивлений грунтов могут быть
определены при погружении специальных тензометрических свай. Этот
способ весьма сложен, поэтому в настоящее время его применяют в
основном при научных исследованиях. Целесообразнее использовать при-
ближенные, но зато более простые и доступные способы, особенно та-
кие, которые базируются на уже широко используемых в изыскатель-
ской практике методах, моделирующих процесс погружения свай, т.е.
методах зондирования.
2.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЙ ГРУНТОВ
ПО ДАННЫМ ДИНАМИЧЕСКОГО ЗОНДИРОВАНИЯ
Существенными недостатками стандартного метода динамического
зондирования грунтов [57, 70, 90, 91] являются отсутствие учета упру-
гих свойств грунта, а также невозможность прямого определения со-
противления грунта поверхностному трению (конструкции .тензо-
метрических зондов Цока не нашли производственного применения
[57]). Для исключения указанных недостатков нами предложены и реа-
лизованы комбинированные методы динамического зондирования грун-
тов [45].
Ударное зондирование одновременно конусным и стержневым зон-
дами позволяет получить, исходя из равенства работ снаряда (молота)
43
по погружению зонда Есн и сил сопротивления грунта погружению
зондов Е^, уравнения для определения динамических (ударных) со-
противлений грунтов — лобовых.R_г и по боковой поверхности зонда
(свайки) £ду [57].
Для конусного зонда условие равенства работ при упругопластичес-
кой модели грунта '(рис. 16) имеет вид:
P3j (e3j + °’5сзр n3j E3j(e3j”3j 1j» p3j F3Rflyj);	(3-9)
Rnyj
^3j !j F °’5c3jn3j) ’
(ЗЛО)
где E • — работа молота по пробивке зондом j-ro слоя грунта толщиной
Pi, - общее и удельное динамические (ударные) сопротивления
погружению конусного зонда, Н; e3j> с3j” остаточный и упругий отказы зонда
при ударе, м; F3 - площаь поперечного сечения конусного зонда, м^; n^j — ко-
личество ударов молота по зонду, необходимое для пробивки j-ro слоя грунта тол-
щиной L, м.
Для стержневого зонда (модельной сваи) равенство E^j = ECHj
согласно упругопластической модели (см. рис. 9) можно записать в сле-
дущем виде:
FMj (eMj,+ 0’5cMj) nMj ’
(З.И)
при этом
PMj Рдм]+ P6.nq. FMRflyj+ u2Wi’
(3.12)
где Е]
Дж; rMj’ rn.Mj’ гб.м]
дельной сваи, соотвеТи_______„______________
ударов молота по модельной свае, необходимое для пробивки Jro
толщиной 1., м; F
J м
сваи, м.
— работа молота по пробивке модельной сваей j-ro слоя мощностью L,
Р_____1» Р^ - i ~ Динамические сопротивления грунта при погружении мо-
ственно общее, лобовое и боковое, Н; П^- - количество
» слоя грунта
- площадь поперечного сечения, м2; им - периметр модельной
t Решая совместно уравнения (3.11), (3.12) и (3.10) и обозначая
L.: = + ®’5CMinMi’ иолу4®*1 уравнение для удельного сопротивления
J J	J J
MJ
грунта по боковой поверхности зонда (сваи):
Fm bj
д-yj----------
^j^j
(3.13)
44
Рис. 16. Расчетная модель взаи-
модействия конусного зонда
с грунтом при пластическом
и упругопластическом сопро-
тивлении
1 - скважина; 2 - зонд; 3 -
пробка; 4 - пружина
Значения удельных сопротивлений трению всех предыдущих слоев
грунта f р £2» - - •, ffc, fj_ J устанавливаются последовательно в процес-
се предыдущих расчетов, т.е. при определении fj для вышерасположен-
ных слоев грунта.
По полученным значениям Rflyj и £д^ можно определить полное
динамическое сопротивление сваи Pj, погруженной нижним концом
в j-й слой, т.е. на глубину L = Sip
•г
(3.14)
где F, и - площадь поперечного сечения и периметр сваи постоянного сечения по
длине (призматичексой, цилиндрической, треугольной и тд.), для которой опре-
деляется динамическое сопротивление.
одели грунта, т.е. при с =0, будут иметь тот же вид
11- = L. Формула (3.10) при пластической модели грунта
Для свай других конструкций, например с переменным поперечным
сечением по длине — пирамидальных, конических и т.п., а также для
Свай-оболочек формула (3.14) несколько видоизменяется с учетом
особенностей взаимодействия данных свай с грунтом.
Полученные выражения (3.10), (3.13), (3.14) определяют сопротив-
ления грунта с учетом его упругих свойств. Уравнения для более простой
пластической модели грунта, т.е. при с = 0, будут иметь тот же вид, но при
этом
превращается в приближенную. формулу, принятую в существующих
нормах [70].
Для определения Pj, и
слой мощностью lj подсчитывается количество ударов молотов по зон-
ду п3- и по модельной свае nMj, замеряются при помощи отказомера
М]
_  при погружении зондов через j-й
45
упругие деформации грунта, т.е. упругие отказы c3j и cMj, а их значения
в пределах всего j-ro слоя принимаются постоянными.
Работы молотов для пробивки j-ro слоя грунта коническим зондом
и модельной сваей определяются следующими выражениями:

(3.15)

где Э - расчетная энергия удара подвесного молота: Э = (Ji; Q - вес ударной
части/Н; Й - высота ее падения, м; i^j, -- замеренные при зондировании
количества ударов молота по зонду и модельной свае для пробивки j-ro слоя
грунта толщиной lj; <^, qM - веса соответственно конусного (со штангами) и
стержневого зондов, Н; к - коэффициент, зависящий от принятой модели грун-
та (при с 4 0 к = 1,0; при с = 0 к = 0,6 [41], см. табл. 4); Ф - коэффициент, учи-
тывающий трение штанг конического зонда о грунт.
Коэффициент полезного действия удара молота при забивке конус-
ного зонда ri3 и модельной сваи riM определяется согласно классической
теории удара [2] по формуле (2.12) при = 0:
О + €2(Ч + Чн)
--------------9
Q + q+ QH
(3.16)
где € - коэффициент восстановления скорости при ударе: € = 0,56;	— вес наго-
ловника и других частей, участвующих в соударении.
От искажающего влияния трения штанг конусного зонда о грунт
избавлен метод зондирования двумя (1,2) стержневыми зондами (свай-
ками) разных диаметров. Исходя также из равенства Ерр = Есн, можно
написать для случая пробивки j-ro однородного слоя толщиной lj при
упругопластической модели грунта следующие выражения:
(3.17)
для сваи 2 P2j (e2j + 0,5^) n2j = E2j.
j
Подставляя в уравнения Pj = Р^ + P6j. = FRj; Pgj^uSf.1., ejiij = lj и
последовательно выделяя из уравнений Rj и (jlf^), определим сопро-
тивления через работу молотов Е| и Е2 для пробивки сваями 1 и 2 j-ro
слоя грунта толщиной L:
46
(3.18)
(3.19)
(3.20)
(3.21)
где Up Fp — соответственно периметры и площади поперечного сечения мо-
дельных свай 1 и 2; Ср С2 - упругие отказы при погружении свай 1 и 2 в j-м слое;
F, и - площадь сечения и периметр сваи, для которой определяется динамическое
сопротивление.
Затраты работы Ej и Е2 для пробивки модельными сваями 1 и 2
j-ro слоя грунта определяется по формуле (3.15):
Elj nlj3pljk^l/qlj nlj’
E2j = n2j3p2jk^Q2j/92j n2j’
где Пц, n2j — замеренные при зондировании количества ударов молотов при
пробивке модельными сваями 1 и 2 j-ro слоя грунта толщиной L; di, О? — ве-
са модельных свай 1 и 2, Н.	J
Ударно-вибрационное зондирование [54] позволяет получить толь-
ко значения лобового сопротивления. Для получения ударно-вибрацион-
ным методом значений сопротивления как лобового, так и по боковой


поверхности могут быть применены предложенные выше методы ком-
бинированного зондирования. При этом формулы для определения
^nv-в’ ^nv-в и Pjiv-b будут те же, что и для ударного зондирования.
47
Только в этих формулах в связи с высокой частотой ударов вибро-
молотов целесообразнее записать не. число ударов молота п, а время
зондирования t:
!j + °»5c3jn3jt3j (”3j “ n3jt3j^ ’
(3.22)
цце n^j - число ударов вибромолота в секунду; t3j - время пробивки зондом
j-ro слоя грунта.
Затраты работы снаряда (вибромолота) Е для пробивки зондом
CHf
j-ro слоя грунта толщиной lj в этом случае определяются по формулам
(3.15) как для подвесного молота.
Проведенные совместно с ЛенТИСИЗ на нескольких объектах испы-
тания грунтов установкой ударно-вибрационного зондирования с вибро-
молотом ВБ-7 (7 кВт) с применением конусных зондов и зондов-сваек
диаметрами 50, 74 и 100 мм на глубину 7, 9, 10 и 20 м позволили опре-
делить значения Ид и £д. Таким образом, была получена более досто-
верная информация о состоянии и свойствах грунтов, а также опреде-
лена несущая способность свай.
Вибрационное зондирование необходимо для определения динами-
ческого сопротивления грунтов при вибрационном погружении свай и
свай-оболочек и установления их несущей способности. При вибропо-
гружении свай и оболочек под влиянием вибрации происходит скачко-
образный переход от статического сопротивления трению по боко-
вой поверхности сваи к вибрационному f_ [25], последняя и характе-
ризует особенность взаимодействия сваиили зонда с грунтом в про-
цессе вибропогружения.
С энергетических позиций (Е^ = Еот) взаимодействие системы
вибропогружатель — свая (зонд) — грунт при упругопластической мо-
дели грунта (см. рис. 12, 14) , можно описать уравнением (2.17) при
c6„0-
При одновременном зондировании коническим и стержневым зон-
дами, исходя из уравнения (2.17), искомые сопротивления в j-м слое
толщиной L можно определить уравнениями:
М AMJ
(3.23)
EMj-E
Д-Bj =
(3.24)

48
Д-Bj
FM Jmj
(3.26)
нию сваи, Н; f R • -
д.ву д.в]
^Mj lj +®,5CMjnBAljtMj» bj lj + 2^MjnB.MjtMj ’
где Рд Bj - общее динамическое (вибрационное) сопротивление грунта погруже-
нию сваи, Н; £двр R^Bj ~ Удельные динамические (вибрационные) сопротивле-
ния по боковой поверхности и по нижнему концу в центре j-ro слоя грунта толщи-
ной lj, Па; Aj - амплитуда колебаний системы вибропогружатель - зонд; n^j,
tj - частота колебаний вибратора, Гц, и количество времени его работы, с, для
пробивки j-ro слоя грунта; F3, FM, F, ug, UM, u - соответственно площади сечения
и периметры зонда конусного, стержневого и рассматриваемой сваи.
Формулы (3.23), (3.24), (3.25) подобны соответствующим форму-
лам для ударного зондирования (3.18) - (3.20). Работа вибропогружа-
теля, расходуемая непосредственно на процесс вибропогружения ко-
нусного E3j и стержневого (модельной сваи) EMj зондов, определяется
в соответствии с правой частью уравнения (2.17):
E3j " ^QB.3j^3jne.3jt3j + Qe.3jlj +
.	(3.27)
EMj “ ^B.MjAMjnB.MjtMj +	+0,5WMjtMpk’
где Q^,	- соответственно веса вибросистемы при погружении конусного
зонда и модельной сваи, Н; W3, -мощности вибропогружателей для погруже-
ния конусного зонда и модельной сваи, расходуемые непосредственно на процесс
погружения и определяемые по формулам (2.23), Дж; к - коэффициент моде-
ли (при с *0 к = 1,0; цри с=Ч) к=0,5).
При зондировании замеряются все необходимые показатели: ампли-
туды — вибрографом, количество оборотов — тахометром и тл., упру-
гие деформации грунта — с помощью отказомера при отсутствии жест-
кого соединения вибратора с зондом, т.е. при вибраторе, работающем
как вибромолот.
При одновременном зондировании двумя стержневыми зондами
(модельными сваями) сопротивления определяются по формулам:
(3.28)
49
(3.30)
hj -Ij +0,5c1jnB1jt1j ,
1lj=1j+2AljnBljtlj ‘
(331)
Работа вибропогружения модельных сваи Ej и Е2 определяется по
формуле (3.27).
Определенные вибрационным зондированием сопротивления
и Гда не нуждаются в корректировке при определении динамического
сопротивления свай при вибрации.
Полученные уравнения (3.28) — (330) являются наиболее общими.
Если в них принять, что модельная свая 1 есть конусный зонд, то тогда
получим уравнения для виброзондирования конусным и стержневым
зондами (3.23) — (3.25); уравнения для ударного зондирования (3.10),
(3.13), (3.14) и (3.18) - (3.20) получим при	1% = l'2j, 1J =
= Ijj,	= n3j. При c = 0 получим уравнения для упро-
щенной пластической модели грунта.
Более простые выражения будут иметь место при совместном зон-
дировании коническим зондом и таким же зондом с цилиндрической
муфтой (рис. 17). При ударном зондировании лобовое сопротивление
зонда определяется по формуле (3.10). Для зонда же с муфтой равенст-
во Брр = Есн записывается так же, как (3.11), однако при этом
*Mj "₽n.Mj + ₽6.Mj "Кд^м + UM^pj^’	(332)
Где u , L— периметр и длина муфты, м.
Подставляя (3.10) и (332) в (3.11) и принимая. им = и, и F =
IV*	«3	j	Rra
получим
50
Рис. 17. Расчетная модель взаимодей-
ствия конусного зонда с цилиндри-
ческой муфтой с грунтом при упруго-
пластическом сопротивлении
1 — скважина; 2 — зонд с муфтой; 3 -
пробка; 4 - присоединенная масса;
5 - пружина
(3.33)

При пластической модели сопротивления с = 0 и 1Л. = 1*. = 1..
Аналогично для вибрационного зондирования удепьнНе лобовое со-
противление определяется по формуле (3.23), а по боковой поверх-
ности [ см. (3.24) при F = FM — уравнением

EMj E3j1Mj^j
(3.34)
Формулы (3.33) и (3.34) более просты и надежны для определения
удельных сопротивлении отдельных слоев грунта.
Полученные зависимости проверены на моделях в лабораторных и
полевых условиях, а также по данным литературных материалов [75].
Проверка показала, что полученные зависимости, и особенно для двух
стержневых зондов, очень чувствительны к точности замеров входя-
щих в них показателей.
Рассмотренные методы предполагают, что удельные сопротивления
для свай и зондов разных диаметров одинаковы. Это положение имеет
экспериментальные подтверждения [75,31,57,90].
Стандартное динамическое зондирование по СН 448—72 [70] можно
применять при отсутствии возможности проведения опытов комбини-
рованным зондированием. В этом случае удельное лобовое сопротив-
ление грунта Ид определяется по формуле (3.10) при с= 0. Удельное
динамическое сопротивление грунта по боковой поверхности сваи £д
предлагается определять исходя из значений лобового сопротивле-
ния R , полагая приближенно, что для одних и тех же глубин удельные
51
динамические сопротивления соотносятся для одинаковых грунтов, как
и статические:
f = bR, fn = bR_.	(3.34*)
Тогда при сопоставлении расчетных сопротивлении по СНиП II-17—77
(табл. 1и 2) коэффициент b в среднем оказывается равным 0,012. Бо-
лее точные результаты будут получены при использовании переменно-
го коэффициента b для различных грунтов [69]. Приведенные ниже
значения коэффициентов b были откорректированы в результате на-
ших исследовании [35] по сопоставлению диаграмм лобового и бо-
кового сопротивлении грунтов при статическом зондировании:
песок гравелистый.......................................0,011-0,013
пески от крупных до мелких............................. 0,013-0,016
песок пылеватый.........................................0,016—0,022
супеси................................................. 0,022-0,042
суглинки............................................... 0,030-0,062
глины.................................................. 0,035-0,082
3.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЙ ГРУНТОВ
ПО ДАННЫМ СТАТИЧЕСКОГО ЗОНДИРОВАНИЯ И СВОЙСТВАМ ГРУНТОВ
Влияние динамичности при погружении сваи забивкой в определен-
ной степени аналогично влиянию скорости при зондировании, и поэ-
тому можно считать, что данные статического зондирования при по-
стоянной скорости погружения учитывают повышение сопротивления
по сравнению со статическим, т.е. их можно рассматривать как дина-
мические. Сопротивления грунтов при определении несущей способ-
ности свай зондированием согласно СНиП П-17—77 определяются вы-
ражениями:
для установки С-979
4=01%; f=02f3;
(335)
для установки С-832
fi “
где 02»	~ коэффициенты перехода от сопротивлений грунта, замеревдых
при эоцдировании, к удельным сопротивлениям грунта относительно свай; -
среднее значение сопротивления грунта под наконечником зонда, полученное
из опыта на участке, расположенном в предерах одного диаметра выше и четырех г
диаметров ниже отметки острия сваи, Па; - среднее удельное сопротивление "
i-ro слоя грунта на боковой поверхности зонда.
Непосредственное использование указанных формул для определе-
ния динамических сопротивлений грунтов нам представляется неоп-
равданным. Необходимость корректировки формул вытекает из
следующих соображений.
52
В процессе испытаний свай статическая нагрузка прикладывается
относительно медленно, в связи с чем под острием протекают преиму-
щественно процессы уплотнения, распространяющиеся на значительную
глубину. Поэтому вполне оправдано, что при расчете несущей способ-
ности свай определение сопротивлений под острием осуществляется
по среднему значению на некотором участке, равном 4—5 диаметрам
и располагающемся ниже острия, так как сжимаемость грунта опре-
деляет величину осадки сваи.
При погружении же сваи забивкой процесс ее внедрения в грунт
протекает на высокой скорости и процессы уплотнения даже в неводо-
насыщенных грунтах протекают малоэффективно, вследствие чего про-
исходит выпирание грунта в стороны. Как показали исследования [34],
сопротивление нижележащих слоев не имеет определяющего значения.
Таким образом, сопротивление грунта под острием сваи определяется
преимущественно их взаимодействием непосредственно в пробиваемом
слое. Следовательно, динамическое сопротивление является лобовым
и по боковой поверхности следует определять сопротивления грунта
на уровне зондирования, т.е. непосредственно в этом слое.
Рассмотрим теперь сущность коэффициентов Р в формуле (3.35).
Фундаментпроектом [69] на основании статистической обработки
153 параллельных испытаний свай и зондирований на 57 площадках
введены коэффициенты перехода (3^, от сопротивления грунта под
острием и по боковой поверхности зондов к соответствующим со-
противлениям свай. Эти коэффициенты переменные: чем выше пока-
затель консистенции Jp тем выше значения переходных коэффициен-
тов и Введение коэффициентов позволило уменьшить откло-
нения расчетных результатов от фактических с 60 до 30%.
Аналогичное уточнение было предложено и нами [35], но только
в виде общего коэффициента. Было проанализировано влияние вида
грунта на разброс данных при сопоставлении результатов определе-
ния несущей способности свай по данным зондирования и испыта-
ний свай (рис. 18). Оказалось, что на общем поле корреляции доволь-
но отчетливо выявились три области точек: соответствующие сваям,
забитым преимущественно в суглинки, сосредоточились в центре около
линии; соответствующие сваям, забитым преимущественно в супеси
и глины, расположились ниже и выше этой линии. Таким образом
выявились три самостоятельных поля корреляции, для различных видов
грунтов с довольно тесным расположением точек около своих линий
регрессии. При этом данные зондирования давали для супесей завы-
шенные, а для глин заниженные результаты по сравнению со стати-
ческими испытаниями.
В связи с этим для уменьшения расхождений нами предложено [35]
вычислять по данным зондирования несущую способность свай Ф3 по
формуле (21) СНиП П-17—77, но с учетом поправочного коэффициен-
та вида грунта:
Ф3 = (R^F + ful)^.	(3.36)
53
Рис. 18. Сопоставление
фактической несущей спо-
собности свай с расчетной
по данным статического
зондирования
1 — в супесях; 2 — в суг-
линках; 3-в глинах
О 100 200 500 400 500 600 700
Несущая способность свай поданным зондирования Ф3,кН
Введя указанный поправочный коэффициент* удалось снизить раз-
брос с 65 до 15%. Таким образом, коэффициент 0^, так же как 0j
и 02» позволил существенно снизить разброс результатов расчетов. По-
скольку оба этих коэффициента зависят от вида и состояния грунта,
то, следовательно, они имеют единую природу. Особенности влияния
коэффициентов 0^, 0| и 02 на результаты расчета несущей способности
свай методом статического зондирования можно объяснить, анализи-
руя различия процессов зондирования и испытаний свай статической
нагрузкой.
Удельные сопротивления зонда -по острию и боковой поверхности
определяются в процессе его погружения. Сопротивление же сваи ста-
тической нагрузке определяется не сразу после погружения, а после
’’отдыха” 1—2 месяца, т.е. когда около свай закончились процессы кон-
солидационного и тиксотропного упрочнения грунта. Для учета этого
различия и был введен нами коэффициент 0pp. Поскольку же влия-
ние коэффициентов 0Гр, 0j и 02 аналогично, то, следовательно, этой
же цели служат и коэффициенты 0| и 02» т.е. неявному учету явле-
ния засасывания свай. Таким образом, приведенные нами соображе-
ния позволяют сделать вывод, что 0р Зр РГр являются прежде все-
го коэффициентами перехода от сопротивлений, замеренных непосред-
ственно в процессе погружения зонда Р, к сопротивлениям грунтов
около сваи после окончания ’’отдыха” Ф, т.е. служат для учета явления
^засасывания” сваи. Поскольку коэффициенты 0р 02» 0р 0^ не имеют
54
отношения к динамическим сопротивлениям грунтов в процессе зон-
дирования, то предлагается их при определении этих сопротивлении не
учитывать, т.е. принимать 0 = 1,0:
*д f3»
(3.37)
где Qj, f3 - удельные сопротивления грунта на глубине зондирования.
Расчетные сопротивления грунтов R и f по СНиП П-17—77 и другим
нормативным документам также могут быть использованы для при-
ближенного определения динамических сопротивлении грунтов погру-
жению свай, особенно при глубине погружения более 25 м, где не мо-
жет быть применено зондирование. Динамические сопротивления ха-
рактеризуют грунт непосредственно в процессе погружения, в то вре-
мя как расчетные сопротивления являются статическими и, кроме то-
го, учитывают изменение сопротивления грунтов в результате ’’отдыха”
сваи.
Для приближенных расчетов динамическое сопротивление грунтов
может быть приравнено статическому, т.е.
Р=Ф,КД=ЯЛД = Г
(338)
4.	ДИНАМИЧЕСКИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ ПРИ ПОГРУЖЕНИИ
СВАЙ В МЕРЗЛЫЕ И ВЕЧНОМЕРЗЛЫЕ ГРУНТЫ
Изучение применения сваи в вечномерзлых грунтах [4,17,21,22,29,
32] позволило выявить нижеприведенные особенности взаимодействия
свай с мерзлым грунтом. Забивка свай в пластичномерзлые грунты со-
провождается выдавливанием частиц грунта в стороны и вниз, что при-
водит к образованию уплотненной зоны мерзлого грунта вокруг сваи
и под острием. При этом в процессе забивки мерзлый грунт на контак-
те со сваей оттаивает на несколько миллиметров за счет перехода части
кинетической энергии удара в тепловую.
Таким образом, отличительной особенностью взаимодействия сваи с
вечномерзлым грунтом является то, что при погружении забивкой или
вибрацией острие сваи преодолевает сопротивление мерзлого грунта, а
по боковой поверхности — уже оттаявшего. Это основная особенность
взаимодействия .свай с вечномерзлым грунтом, которая имеет место и
при погружении свай в лидерные скважины при d > dCKB. Для прибли-
женного
определения
мцческих сопротивлений вечномерзлых
11 *. ।: и
грунтов при погружении в них свай предложено использовать стати-
ческие расчетные сопротивления талых грунтов R и f по СНиП П-17—77,
но при этом для удельного лобового сопротивления R вводить темпе-
ратурную поправку 0, которая должна учитывать изменение RM в зави-
симости от величины отрицательной температуры грунта, т.е.
I^.Re, P„ = FK«,
(339)
где F — площадь поперечного сечения сваи.
55
Рис. 19. Графики зависимости температурной поправки в от величшы отрицатель-
ной температуры т и влажности Wjuih суглинка (цифрами показаны номера свай)
Температурная поправка 6 цолжиа в относительных единицах пока-
зывать степень увеличения сопротивления мерзлого грунта Rj- по срав-
нению с талым R по мере увеличения отрицательной температуры т:
в= =	(3.40)
R с
Как показал анализ, наиболее целесообразным для построения зави-
симости 0(т) оказалось использование табличных данных [23] изме-
нения сопротивления мерзлых грунтов по числу ударов С динамического
плотномера в зависимости от вида, влажности и температуры грунта.
Использование этого метода оправдано тем, что между показаниями
динамического плотномера С и статическим вдавливанием р наконеч-
ника (стержня, клина, шарика) в грунт существует пропорциональная
зависимость в талых и мерзлых грунтах [23]. По данным таблиц [23],
по формуле (3.40) были определены значения в как отношения сопро-
тивления. плотномеру Ст данного грунта при температуре т к сопро-
тивлению с этого же вида грунта в талом состоянии, т.е. при т > 0. По-
лученные значения температурных поправок в были уточнены по факти-
ческим значениям RT, определенным на основании расчетов по данным
кодограмм процесса погружения 22 сваи в вечномерзлые грунты [17,21,
22, 29]. Окончательная корректировка и сглаживание полученных
значений в была проведена по формуле
в = 1+Ь/т,	(3-41)
где Ь — постоянный показатель, зависящий от вида и влажности хрунта: b = в — 1
(приТ=-1).
56
Таблица 3. Значения температурной поправки 0 для разных грунтов
Наименова- ние грунта	Влаж йость, !%			— — — — «		Температура, °C											
		-0,1	-°,2	-0,4	-03	—0,8	I -1,0	-1.2 |	-1,4 |	-1,6	1-1,8	-2,0	-2з ;	-3	— /|	-5	-10
																	
Супесь	12	1,7	2,0	2,4	2,7	3,0	3,2	3,4	3,6	3,8	4,0	4,1	4Л	4,8	5,4	6,0	8,0
	15	2,6	2,8	33	4,1	4,6	5,0	5,3	5,7	6,1	6,4	6,7	73	8,0	9,0	10,0	13,6
	19	3,2	4,1	5,4	6,4	73	8,0	8,7	9,3	9,8	10,4	11,0	12,0	13,0	15,0	163	23,0
	28	2,6	3,3	4,2	4,8	5,5	6,0	63	6,9	7,3	7,7	8,0	8,9	9,7	11,0	12,0	17,0
Суглинок	10	1,4	1,7	2,0	2,2	2,35	2,5	2,65	2,8	2,9	3,0	3,1	3,4	3,6	4,0	4,4	5,7
	20	2,1	2,6	3,2	3.7	4,1	43	4,8	5,1	5,4	5,7	6,0	63	7,1	8,0	8,8	12,0
	25	3,2	4,1	5,4	6,4	7,3	8,0	8,7	9,3	9,8	10,4	11,0	12,0	13,0	15,0	16,5	23,0
	30	2,6	3,3	4,2	4,8	5,5	6,0	6,5	6,9	7,3	7,7	8,0	8,9	9,7	11,0	12,0	17,0
	59	1,7	2,0	2,4	2,7	3,0	3,2	3,4	3,6	3,8	4,0	4,1	43	4,8	5,4	6,0	8,0
Глина	17	1,4	1,7	2,0	2,2	2,35	2,5	2,65	2,8	2,9	3,0	3,1	3,4	3,6	4,0	4,4	5,7
	24	2,2	2,3	2,9	3,3	3,7	4,0	4,3	43	4,8	5,0	5,2	5,7	6,2	7,0		10,5
	31	2,6	2,8	3,5	4,1	4,6	5,0	53	5,7	6,1	6,4	6,7	7,3	8,0	9,0	10,0	13,6
	49	1,4	2,0	2,4	2.7	3.0	3.2	3,4	3,6	3,8	4,0	4,1	43	4,8	5,4	6,0	8,0
Окончательно откорректированные результаты приведены на рис. 19
и в табл. 3. Таким образом, при наличии данных об испытаниях вечномерз-
лого грунта динамическим плотномером или зондированием коэффициент
в определяется по формуле (3.40), а при отсутствии этих испытаний —
приближенно п<г данным таблицы.
5.	ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
НА ИЗМЕНЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ ГРУНТОВ
Имею место случаи, когда существенно изменяются условия погруже-
ния сваи или сами сваи, и тогда установленные выше сопротивления тре-
буют соответствующей Корректировки. К числу подобных относятся
случаи погружения свай: в кустах, вибрацией, в лидерные скважины, с
подмывом, с применением обмазок и электроосмоса, после перерывов
в забивке и др.
Влияние формы сваи
Исследование влияния фодрты поперечного сечения свай первоначаль-
но было проведено путем погружения в ласту кембрийской глины свай
разной формы поперечного сечения: круглой, квадратной, треугольной,
тавровой, крестообразной. Погружаемые модельные сваи длиной 80 см
разной формы и площади поперечного сечения (от 1 до 25 см2) рас-
сматривались как тарные угержневые зонды, и по формулам (3.18) й
(3.19) при с = 0 (пластичная модель) производилось определение удель^
ных сопротивлений грунтов R_ и Гд.
Выполненные расчеты (180 пар зондов-сваек) показали, что форма
поперечного сечения влияет на оба вида сопротивлений. По результатам
расчетов были найдены отношения удельных сопротивлений свай
различных поперечных сечений, касающиеся удельных сопротивлений
свай крутого сечения. Это позволяет влияние формы сваи на удельные
сопротивления грунта представить как поправочные коэффициенты
формы сваи к соответствующим сопротивлениям. Было установлено,
г. г.
что консистенция грунта на искомые отношения практически не влияет.
Средние значения коэффициентов формы кф приведены в табл. 4.
Проведенные аналогичные расчеты для полноразмерных свай [32]
подтвердили значения полученных коэффициентов.
Влияние кустового эффекта
Исследования грунтов около забивных свай [34] показали, что раз-
меры и характер области деформации D зависят от свойств грунтов, и
прежде всего от их консистенции и степени водонасыщенности (см.
рис. 5).
Размеры области деформации и уплотнения должны находиться в
тесной корреляционной зависимости от показателя консистенции
(рис. 20). Эта зависимость, по данным полевых [34J и лабораторных
58
ров области деформации около
забавных свай (цифры - номера
опытов)
исследовании, характеризуется
= ОАт.е.
D = 30dexp[-7(JL-JLonT)],	(3.42)
где у — эмпирический коэффициент (7 - 13 при расчетах области деформации и 7 =
= 4,0 при расчете области уплотнения;	показатель консистенции грунта; Jl>
>0,4; d - размер стороны или диаметр сваи, м.
При расстояниях между погружаемыми сваями L < Dy^ каждая
последующая свая погружается в зону уплотнения предыдущей, в связи
с чем повышаются сопротивления погружению. Повышение трудности
забивки сваи в кусте из-за уплотнения грунтов по сравнению с одиноч-
ными сваями предлагается учитывать коэффициентом кустового эффек-
та 1^, который может быть приближенно определен на основании сле-
дующих соображений^ Учитывая, что эпюра изменения прочности —
плотности около сваи в зависимости от расстояния имеет практически
линейный характер (см. рис. 5), можно принять, что повышение дина-
Табляца 4. Коэффициенты влияния формы сваи
Коэффициенты	Форма поперечного сечения свай				
	круглая	квадрат- ная	треуголь- ная	тавровая	крестооб- разная
к. «П-П	1.0	1.1	13	1,25	1.2
кф.б	1.0	1,06	1,25	1,10	1,10
Примечание.	» Ць б “ коэффициенты влияния формы сваи для лобо-
вого сопротивления и по боковой поверхности.
59
мического сопротивления забивке и, следовательно, величина коэффи-
циента к*. будут пропорциональны расстоянию L между забиваемыми
сваями:

(3-43)
= L имеет место 1^ = 1, т.е. кустовой эф-
v_ k_ > 1. Диаметр области уплотнения
Таким образом, при D,
фект отсутствует; при L ________
DVTTTT определяется по формуле (3.42
На основании расчетов по формуле (3.42) в табл. 5 приведены значе-
ния коэффициента влияния кустового эффекта, показывающие, во
сколько раз увеличивается сопротивление сваи, забиваемой внутри
куста, т.е. окруженной со всех сторон ранее забитыми сваями, по срав-
нению с общим сопротивлением погружению одиночной свободно за-
биваемой сваи. Для песчаных грунтов целесообразно использовать
преложения НИИоснований (табл, 6).
Для свай, при забивке которых открыты (свободны) одна, две или
три стороны, общий коэффициент влияния кустового эффекта 1^ под-
считывается как средний из суммы коэффициентов всех четырех сторон.
Например, при = 0,4 и L = 4d будем иметь:
при закрытой забивке =3;
при одной открытой стороне к^ = 1/4 (3 + 3 + 3 +1) =2^;
Таблица 5. Коэффициенты влияния кустового эффекта к*
для глинистых грунтов
Расстоя- ние меж- ду свая- ми	Зависимость от J										
	-0,4	-0,2	0	0,1	од	0,3	0,3	ОД	0,6	0,7	0,8
2d	1,6	2,4	3	3,4	4	5	6	4	2,6	1,8	1,2
3d	1Л	1,6	2	2,3	2,8	3,3	4,4	2,7	13	1,2	1
4d	1	1,2	1,5	1,7	2	2Д	3	2,0	13		1
5d	1	1	1,2	1,4	1,6	2	2,4	1/	1,1		£
6d	1	£	1	1,2	1,4	1,7	2	М			£
	5	6	7	9	10	12	15	10	7	4Д	3
Чс
Таблица 6. Коэффициенты влияния кустового эффекта
для песчаных грунтов
Расстоя- ние меж- ду свая- ми	Граве- листые	Крупные	Средние	Мелкде	Пылеватые
60
при двух открытых сторонах к^ -1/4 (3 + 3 + 1 + 1) = 2,0;
при трех открытых сторонах
= 1/4(3 +1 + 1 + 1) =1,5.
Влияние вибрации на динамическое сопротивление грунтов
Как известно, в начале погружения по мере увеличения продолжитель-
ности вибрирования происходит постепенное проскальзывание сваи
относительно грунта, сопровождающееся снижением сил трения
(рис. 21). Далее происходит как бы срыв сваи: сопротивление трению
Рис. 21. Измененеие трения по
боковой поверхности сваи при
вибропогружении
1 - вибропогружение; 2 - тех-
нологические перерывы; 3 -
прекращение вибропогружения
резко снижается и свая начинает интенсивно погружаться. В этот момент
окончательно осуществляется переход статической формы трения f
к вибрационной (табл. 7). Лабораторные исследования [25, 26]
показали на возможность интерпретации бокового сопротивления грун-
тов энергетически эквивалентными силами сухого трения, понижен-
ными в kg раз.
Данные таблицы могут быть аппроксимированы уравнениями:
Таблица 7. Коэффициент снижения бокового сопротивления
при внбропогружении,
Показатели	£	Значения
Глинистые грунты
JL
кб ^д.в
Ч f
0,2-0,3
2,7-3,5
0,6
4,3-6,4
0,4	0,6
2,8-4,3	3,5—6,5
Песчаные грунты
1,0
7,0—11,5
61
k6 = l + bJL; k6 = 3+bs1,
(3.44)
где b - эмпирический коэффициент: b =44-9.
Изменение сопротивления грунтов
при применении различных технологических мероприятий
Устройство лидерных скважин. Из числа технологических мероприя-
тий по снижению динамических сопротивлений, т.е. по облегчению по-
гружения забивных свай, наиболее важным и технически отработанным
является применение лидерных скважин диаметрами, меньшими разме-
ров поперечного сечения сваи. При погружении свай в общем случае
снижаются сопротивления грунтов погружению как по боковЬй по-
верхности, так и по лобовой. Одновременно может снижаться и не-
сущая способность, но это может иметь в тех грунтовых условиях, в
которых такое снижение не является решающим (вечномерзлые, не-
водонасыщенные плотные и просадочные грунты).
Наиболее широко лидерные скважины dCKB < d применяются для
облегчения свай в вечномерзлых грунтах, так как несущая способ-
ность свай по боковой поверхности при этом не снижается, поскольку
обусловлена не обжатием, а смерзанием грунта с телом сваи.
Устройство лидерной скважины сказывается при определении со-
противления грунта погружению сваи следующим образом (рис. 22).
Удельное боковое сопротивление, несмотря на несколько меньшее
обжатие, может по-прежнему. приниматься таким же, как и для тало-
го грунта. Лобовое же сопротивление в начале погружения до глубины
1р пока в скважине не образовалась грунтовая пробка, действует по
кольцевой поверхности, представляющей собой разность площадей сваи
и скважины (F - FCKB) •
Начиная с глубины Ц, когда выдавливаемая нижним концом сваи
грунтовая пробка заполнит полностью нижнюю часть лидерной скважи-
ны и острие станет пробивать образовавшуюся грунтовую пробку, ло-
бовое сопротивление рассчитывается по всей площади сваи F. Проби-
ваемый сваей грунт выжимается в стороны и вверх и частично уплот-
няется. Глубина 11 определяется из условия, при котором объем выдав-
ливаемого кольцевого сечения грунта полностью заполняет нижнюю
часть лидерной скважины:
F L
СКВ *П
(F — ^скв) h “ ^скв —	’ h р ’	(3.45)
где 1д - глубина лидерной скважины.
Выдавливание грунта внутрь лидерной скважины, в стороны и вверх
характерно только для глинистых пластичномерзлых грунтов. При по-
гружении бурозабивной сваи' в скважину, стенки которой находятся
в твердомерзлом состоянии, а также в пластичномерзлые песчаные
62
# rh
в)___________
вп к6
Рис. 22. Взаимодействие бурозабивной сваи с вечномерзлым грунтом
а, в - пластичномерзлым; б - твердомерзлым; 1 - слой оттаявшего и отжатого
грунта; 2 - пробка из мерзлого грунта; 3 - лидерная скважина; 4 - забой сква-
жины; 5 ~ сколотый и осыпавшийся грунт; б — вибропогружатель
грунты происходит качественно другая картина. Вместо сжатия и вы-
давливания под острием происходит резание (скол) со сжатием струж-
ки и с обрушением грунта на забой скважины. Вдоль поверхности по-
гружаемой сваи образуется тонкий слой оттаявшего грунта. Хотя схе-
ма взаимодействия сваи с грунтом иная, расчет сопротивлений может
вестись аналогично, как и для пластичномерзлых грунтов.
Таким образом, приведенные данные показывают, что сопротив-
ление мерзлых грунтов погружению сваи в каждом отдельном слу-
чае следует рассчитывать с учетом конструкции сваи и особенностей
ее взаимодействия с грунтом.
В целом, как видно из изложенного, в процессе погружения сваи диа-
метром d в лидерную скважину dCKB имеет место пониженное сопротив-
ление по боковой поверхности и вертикальное резание тонкой стружки
толщиной 6 = (d — dCKB) /2 для лобового сопротивления. Энергоемкость
бокового сопротивления при погружении сваи зависит от коэффициен-
та забуривания
k3 = FcKB/F>	<3-46)
где F, F — площадь соответственно поперечного сечения сваи и скважины.
СКВ
Снижение энергоемкости погружения бурозабивной Е сваи по срав-
нению с забивной Е_ может быть оценено коэффициентом влияния ли-
• — —
63
дерной скважины кд, который аппроксимирован нами на основании
анализа известных данных [17] уравнением
где к^ — коэффициент лидирования или относительного снижения бокового со-
противления; Pg, Р^ л — сопротивление по боковой поверхности соответственно
забивной сваи и сваи, забиваемой в лидерную скважину, Н.
Поправочный коэффициент влияния лидерной скважины кл приме-
няется к удельному динамическому сопротивлению грунта по боко-
вой поверхности.
Лидирующие скважины также довольно часто применяются для воз-
можности погружения свай в талые глинистые грунты тугопластичной
и твердой консистенции, особенно лессовые. В результате обобщения
имеющихся данных об энергоемкости и сопротивлениях погружению
и выдергиванию модельных и полноразмерных свай в лидерные сква-
жины [19] и выполнения соответствующих расчетов нами получены
следующие данные об относительном уменьшении бокового сопротив-
ления свай кд в зависимости от коэффициента забуривания к3.
K=F /F... 0,15 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90
3 СКВ
4i=p^i/p6•••1,00 0,92 0,88 0,80 0,78 0,70 0,60 0,40 0,20
Приведенные данные приближенно могут быть аппроксимированы
уравнением
k = 1 - (0,4к + 0,6к2 ).
Л	w
(3.48)
Расчеты по формулам (3.47) и (3.48) дают одинаковые результаты.
Если считать, что сопротивление по боковой поверхности сваи обу-
словлено главным образом силами трения, пропорциональным давлению
сжатия, то снижение бокового сопротивления сваи, погруженной в лиди-
рующую скважину, может быть более точнб определено по формуле
Ф.К. Лапшина [19]:
кл= И"
СКВ ч
(3.49)
хде £ =tg (45 - </У2); - угол внутреннего трения грунта.
Лобовое сопротивление при погружении свай в лидерную скважину
может быть обусловлено, как было отмечено ранее, вертикальным ре-
занием стружки. Поэтому лобовое сопротивление погружению сваи в
лидерную скважину Рл может быть принято равным сопротивлению
64
резания стружки режущим периметром по формуле Н.Г. Домбровско-
го [23, с. 66]:
= rFp__ = гиб
л стр
(3.50)
где F - площадь стружки; 6 - толщина стружки, м; I - удельное сопротив-
ление рёзанию, Н/м^; и - величина режущего периметра, м.
При разработке опережающей (лидерной) скважины при вибропо-
гружении оболочек образуется ниже ножа относительно правильная
цилиндрическая скважина диаметром, меньшим внутреннего диамет-
ра оболочки. Поэтому при последующем погружении оболочки проис-
ходит как бы резание грунта цилиндрическим периметром вертикальной
стружки, равной или большей толщины оболочки. В этом случае лобо-
вое сопротивление Рд также можно принять равным сопротивлению
резанию и определять по формуле (3.50).
Откорректированные нами по результатам погружения оболочек зна-
чения удельных сопротивления резанию г приведены ниже.
Грунты	Г, кН/м^
Песок, супесь, суглинок легкий..................20-100
Суглинок, гравий, глина легкая..................60-150
Глина средняя, суглинок плотный................150—300
Глйна тяжелая..................................300-400
При резании мерзлых грунтов удельное сопротивление резанию для
талого грунта умножается на температурную поправку в (см. табл. 3).
Подмыв грунта водой. Этот способ применяется тогда, когда ис-
пользование имеющихся типов вибрационных и ударных машин не
обеспечивает погружение свай или свай-оболочек в плотные песчаные
и глинистые грунты, а также при большой глубине погружения. Сущ-
ность подмыва заключается в*гом, что под действием воды, непрерыв-
но подаваемой под давлением из подмывных труб, окружающий сваю
грунт разрыхляется, благодаря чему сопротивление его у острия сваи
сильно снижается. Вследствие того, что подводимая вода частично (за
исключением части, которая впитывается грунтом) выносится на по-
верхность через зазор между сваей и грунтом, значительно уменьшается
сопротивление трения по боковой поверхности. Ориентировочно, как
показали расчеты по материалам имеющихся погружений свай-оболо-
чек [25, 50, 61], можно принять, что боковой подмыв, когда подмыв-
ные трубки располагаются выше нижнего конца оболочки, в один или
несколько ярусов, равноценен в пределах действия напорной воды
увеличению показателя консистенции глинистого грунта на 0,1 или
на 0,2, а в случае песчаных грунтов — повышению рыхДости их сложе-
ния (переход плотных песков в средние или даже рыхлые). При рас-
положении подмывных трубок ниже ножа оболочки следует соответ-
ственно снижать и лобовое сопротивление. Расчет подмывных средств
осуществляется в соответствии с имеющимися рекомендациями.
65
Обмазка поверхности свай или подача смазывающих составов в про-
цессе погружения свай. Этот способ позволяет в некоторой степени
снизить трение по боковой поверхности. Опыты с железобетонными
сваями длиной до 12 м показали, что для погружения обмазанных
свай затраты труда и времени снижаются на 20—30 и даже до 50%. Это
снижение обусловлено преимущественно уменьшением удельного
сопротивления грунтов по боковой поверхности свай. На основании
приведенных данных рекомендуется при прогнозировании процесса
погружения свай с обмазкой уменьшить удельные сопротивления по
боковой поверхности на 20—40%, т.е. уводить понижающий коэффи-
циент Kg = 1,4.
Применение электроосмоса в глинах. Анализ и обобщение имеющих-
ся данных позволяет сделать вывод, что применение электроосмоса
в глинистых грунтах почти на 30—50% уменьшает необходимое количест-
во ударов молота и времени для погружения свай. Длина электропро-
водной части сваи должна приниматься не менее 30—50% ее общей дли-
ны. В качестве электродов используются металлические полосы, закреп-
ляемые на нижней части поверхности сваи. Для снижения расхода метал-
ла, упрощения изготовления свай и подготовки их к погружению во
ВНИИЖБе предложено в качестве электродов использовать электропро-
водный защитный слой бетона, который для этого пропитывается
0,2%-ным водным раствором NaCl. Исследования показали, что приме-
нение электроосмоса сокращает время погружения свай на 40%.
На основании изложенного рекомендуется при прогнозировании
процесса погружения свай с электроосмосом вводить понижающие
коэффициенты: 2,0—1,4 — к удельным лобовым динамическим сопро-
тивлениям грунтов и 3,3—2,5 — к сопротивлениям по боковой поверх-
ности.
Глава 1У. УДАРНАЯ СТОЙКОСТЬ СВАЙ
РАЗЛИЧНОЙ КОНСТРУКЦИИ
Как известно, арматура типовых железобетонных свай серии 1.011-6
(ГОСТ 19804—79) рассчитана согласно СНиП 2.03.01—84 только по од-
ному требованию — на нагрузку от собственной массы, возникающую
при подъеме на копер за одну точку. Однако по ударной стойкости сваи,
входящие в эту серию, неравноценны и поэтому в одних случаях могут
иметь избыточную ударную стойкость, а в других — недостаточную.
Величина ударной стойкости сваи Nnp определяется напряжениями в
голове сваи, зависящими от параметров удара молота и демпфирую-
щих характеристик наголовника, пределом прочности бетона головы
свай RCT (кубиковая прочность) и конструкцией сваи [см. раздел 2
гл. Т и формулу (1.18) ]:
= КД-У “ KfllgNnp’
Таким образом, ударная стойкость (выносливость) каждой конст-
рукции свай количественно характеризуется параметрами уравнения
66
ударной стойкости: коэффициентом динамического упрочнения Кд у,
показывающим, во сколько раз при однократном нагружении (ударе)
величина динамического предела прочности превосходит статический;
коэффициентом долговечности Кд, характеризующим стойкость мате-
риала сваи по отношению к повторным динамическим воздействиям.
Одним из направлений в обеспечении бездефектного погружения
свай является применение специальных наголовников, смягчающих
силу удара и увеличивающих длительность удара. Другим направле-
нием является применение свай повышенной ударной стойкости. Та-
ким образом, практика строительства потребовала создания более
широкой номенклатуры свай с разной ударной стойкостью, пригодной
для применения в самых различных производственных условиях.
1.	ВЛИЯНИЕ НАГОЛОВНИКА В ПЕРЕДАЧЕ
НАПРЯЖЕНИЙ НА ГОЛОВУ СВАИ
Наибольшие напряжения, возникающие в голове сваи при забивке,
зависят не только от параметров молота и сваи, но и от параметров про-
кладки (амортизатора) наголовника [см. формулу (1.7)]. Влияние
прокладки многозначно: она не только снижает передаваемое напря-
жение, но и увеличивает продолжительность удара [15].
Следовательно, наголовник с амортизатором в системе погружатель —
наголовник — свая — грунт служит одновременно как бы аккумулято-
ром напряжения системы. В то же время значительная доля полезной
энергии удара расходуется на сжатие прокладок. Таким образом, амор-
тизирующие прокладки понижают вероятность разрушения головы
сваи, но одновременно вызывают дополнительные энергетические затра-
ты на забивку свай.
Конструкцию наголовника можно представить как упругую или
«упруговязкую пружину (см. рис. 9). При ударе молота энергия в пер-
вую очередь будет расходоваться на сжатие пружины. С момента воз-
никновения равновесия между напряжением в пружине и сопротивле-
нием грунта свая начинает погружаться.
В процессе последовательных ударов прокладка постепенно уплот-
няется, поэтому применение постоянного модуля упругости проклад-
ки Es в формуле (1.7) для определения напряжений приводит к опре-
деленным неточностям. При уплотнении прокладки изменяется и про-
должительность удара: при новой прокладке — 0,016 с, а после 1300 уда-
ров — 0,008 с, т.е. вдвое меньше [68]. На рис. 25 показан график ма-
ксимальных напряжений в поперечных сечениях по длине железобетон-
ной сваи сечением 30x30 см при испытании молотом (Q = 3 т, Н =
= 0,61 м) при наголовнике с деревянными прокладками толщиной
s = 10 см. Из графика следует, что максимальные напряжения в голо-
ве сваи при старой прокладке в 2 раза выше, чем при новой. Напряже-
ния в нижнем конце сваи определяются не столько состоянием про-
кладки, сколько условиями сопротивления грунта.
На основании приведенных данных можно прийти к неверному вы-
воду о том, что применять прокладки в наголовнике неэффективно,
поскольку на их деформацию затрачивается часть энергии удара. Дело
67
в том, что большая жесткость прокладки приводит к сокращению
продолжительности удара, вследствие чего значительная часть энергии
бесполезно расходуется на упругие деформации не только сваи, но и
молота (отскок).
В настоящее время в СССР наиболее часто применяются наголов-
ники сварные или литые, которые представляют собой полый стакан
Н-образной формы с верхним и нижним амортизаторами. Рекомендуе-
мые размеры наголовника и прокладок приведены в Руководстве [59].
2.	КОНСТРУКЦИИ СВАЙ ПОВЫШЕННОЙ УДАРНОЙ
стойкости
Сваи специальной конструкции
К числу таких свай прежде всего относятся пирамидальные и кони-
ческие железобетонные сваи. Имея большую площадь головы по срав-
нению с призматическими, они обладают большей ударостойкостью
[см. формулу (1.7) ].
В нормах ФРГ (DIN-4026) голова сваи изготовляется не плоской, а
слегка выпуклой и продольная арматура имеет вверху защитный слой
бетона большой толщины (5—7 см). Более высокая ударная стойкость
преднапряженных свай с большой толщиной защитного слоя в голове
подтверждена и опытами ВНИИГСа.
Наиболее простым конструктивным предложением по повышению
ударостойкости голов свай является усиление головной части стальной
оболочки (обоймой) с высотой, равной стороне сваи. Бетон головы
сваи, заключенной в стальную обойму, очень хорошо сопротивляется
ударным нагрузкам, так как обойма препятствует образованию продоль-
ных и поперечных (по отношению к оси) трещин. Установлено, что
бетон в обойме хорошо сопротивляется многократной и ударной на-
грузками [6].
68
Представляет интерес применение призматических железобетонных
свай с круглой полостью, в которую при забивке устанавливается мощ-
ный инвентарный стальной стержень. Удары молота по стержню пере-
даются на острие, а оно уже увлекает в грунт всю сваю. По окончании
погружения сваи инвентарный стержень извлекается из ее полости и
применяется для погружения последующей сваи. Предложение это
приемлемо для относительно коротких свай и требует проверки, так
как возможно разрушение бетона от растягивающих напряжений.
Весьма перспективным представляется применение бетонных без-
металльных секционных трубчатых свай. Приспособление для погруже-
ния свай состоит из стального стержня и пружинного оголовка. На-
значение их заключается в передаче динамического воздействия на кон-
цевую часть сваи сплошного сечения (острие), и статического — на верх-
ние трубчатые секции. Жесткости пружин оголовка подбираются исхо-
дя из параметров системы молот — свая — грунт. Эти сваи по сравне-
нию с обычно применяемыми снижают расход стали до 20% и бетона
на 15% за счет полного исключения армирования, пустотности и коррек-
тировки длины по ходу погружения.
Более высокой ударной стойкостью, чем обычные призматические
железобетонные сваи, обладают железобетонные трубчатые или кони-
ческие сваи, изготовляемые методом центрифугирования. Как пока-
зала практика мостостроения, головая этих свай даже при очень тяжелой
забивке не разрушается, например от 200 ударов молота Q = 3 т при ну-
левом отказе [63 ]. При наличии дефектов при изготовлении (меньшая
марка бетона, утончение стенок и т.п.) возможно разрушение стыков
и бетона головы свай ниже фланца [4,36,38].
В отдельных случаях, когда требуется особо высокая ударная стой-
кость свай, например при наличии прослоек из полускальных грунтов,
валунов, целесообразно, как показала практика, применять сваи сталь-
ные трубчатые, квадратные и другие из сварных элементов [63,76].
Применение ударостойких бетонов
Повышение марки бетонов несколько увеличивает ударопрочность
Nnp свай за счет Rcr Поэтому применение бетонов марки 400 и более
является одним из путей получения ударостойкости свай. Это предло-
жение подтверждается и данными зарубежного опыта. Следует обметить,
что ударная стойкость с повышением марки бетона растет менее ин-
тенсивно.
КП
Эффективным является применение свай из керамзитожелезобето-
на (КЖБ). Меньшая плотность (2000 вместо 2500 кг/м3) и, следова-
тельно, масса КЖБ свай позволила снизить расход продольной арма-
туры по сравнению с подобными сваями из тяжелого бетона на 25—30%
[20]. В керамзитобетоне модуль упругости снижается на 15—20%. При
снижении модуля упругости уменьшаются как сжимающие, так и рас-
тягивающие напряжения, возникающие при забивке свай. При этом
увеличиваете^ продолжительность удара, что ускоряет процесс забив-
ки. При равных грунтовых условиях-скорость погружения керамзито-
бетонных свай выше, чем свай из тяжелого бетона (влияние меньшего
69
веса сваи q и КПД удара т]). Это позволяет забивать их меньшим числом
равных по энергии ударов.
КЖБ имеет большую упругую вязкость и лучшее энергопоглощение,
быстро рассеивает энергию удара, имеет повышенную трещиностойкость,
т.е. более удароустойчив. Головы КЖБ свай не разрушаются даже при
забивке их в тяжелых условиях и обеспечивают более ускоренный про-
цесс забивки, чем головы свай из тяжелого бетона марки С. Повышен-
ная трещиностойкость КЖБ имеет важное значение для процесса не
только погружения свай, но и обеспечения долговечности и надежности
свайных фундаментов.
Эффективным путем повышения ударной стойкости свай является
применение демпфирующих добавок различной дисперсности: верми-
кулита, доменного шлака, керамзита и др. [64]. Демпферы (обычный
и мелкий керамзитовый песок) являются энергетическими гасителями,
снижающими усадочные напряжения при твердении и тормозящими про-
цесс трещинообразования при погружении. Их применение полностью
совместимо со стандартной технологией массового производства сбор-
ного железобетона.
Более высокую ударную стойкость (примерно на 9—21%) показывают
также сваи, изготовленные из напрягающегося бетона [6], что обуслов-
лено его более высокой трещиностойкостью.
Новым направлением в создании ударопрочных свай являетсяприме-
нение сталеполимербетонных (СПБ) свай [53], которые обладают высо
кой прочностью и трещиностойкостью, а следовательно, и ударной стой-
костью. Даже в тяжелых грунтовых условиях в СПБ сваях не было слу-
чаев появления трещин или отколов защитного слоя, головы не имели
никаких дефектов. В то же время стандартные железобетонные сваи
имели околы и трещины в верхней части свай на участке 60—100 см
и головы их полностью разрушались к концу забивки на высоту 10—
15 см. СПБ сваи обеспечивают большую скорость забивки, позволяют
погружать сваи большей длины и в грунты большей прочности. Кроме
того, они обладают высокой устойчивостью к любой агрессивной среде.
Применение их повышает индустриальность изготовления свай, так как
не требует проведения дополнительных изоляционных работ.
Специальное армирование свай
Повышение ударной стойкости голов свай может быть достигнуто
усилением* косвенного армирования. Проведенные исследования [64]
свай с ненапрягаемой арматурой показали, что косвенное армирова-
ние голов свай сетками-гребенками не является оптимальным. Наимень-
шую эффективность имеет спиральное армирование, поэтому целесооб-
разно оптимизировать косвенное армирование голов свай и усилить
его для увеличения ударной прочности свай.
При комбинированном армировании с концентрацией проволочной
напрягаемой арматуры по оси сваи, а обычной периодической — по пе-
риферии появляется возможность существенно повысить сопротивле-
ние их сечений изгибающим усилиям и трещинойстойкость за счет уве-
личения защитного слоя для проволочной арматуры. Предполагается,
70
что в эксплуатационной стадии напрягаемая арматура будет находить-
ся в сжатой зоне, куда не должны доходить трещины, перехватываемые
у граней обычной арматуры. Сваи с комбинированным армированием
будут обладать несколько большей ударной прочностью по сравнению
со сваями с обычным армированием.
Сваи с дисперсным армированием (так называемые фибробетонные)
могут применяться с фибрами из различных материалов (стали, пласт-
массы, асбеста и т.п.). Испытания [15, 56,65] свай из сталефибробетона
(СФБ) показали, что этот материал обладает высокой сопротивляе-
мостью трещинообразованию и разрушению при действии продольного
удара. Это объясняется особенностью структуры этого материала. Дис-
персное армирование бетона фибрами повышает сопротивляемость
элементарных объемов бетона, приводит к более равномерному пере-
распределению возникающих в бетоне усилий, блокирует развитие
трещин, препятствует возникновению магистральных трещин. При
равном расходе стали и прочности бетона прочность СФБ образцов
была в 2—5 раза выше, чем железобетонных-	Кроме того, требуемая
ударная стойкость может легко регулироваться, так как на нее влияют
процент объемного армирования, материал, диаметр и длина фибр,
прочность бетона и условия изготовления. Особенно целесообразно
из сталефибробетона изготовлять только головы свай, которые в первую
очередь подвергаются разрушению. Ударная прочность свай с СФБ голо-
вой раздельного вертикального формования выше, чем с головой одно-
временного горизонтального формования [56]. Применение свай с
СФБ головой вертикального формования, как показали проведенные
опыты [43, 56], позволило исключить разрушение голов и недобивку
свай даже при погружении их в относительно тяжелых грунтовых усло-
виях. СФБ сваи достаточно технологичны в изготовлении и позволяют
получить практически любую требуемую ударную стойкость свай,
поэтому этот способ следует считать одним из основных в проблеме
создания ударостойких свай.
В целом применение ударостойких свай не только решает проблему
бездефектного погружения свай в тяжелых условиях, но открывает
возможность повысить производительность труда при забивке свай в
результате более эффективного использования сваебойного оборудо-
вания путем увеличения высоты падения молота или его массы.
3.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ УДАРНОЙ СТОЙКОСТИ СВАЙ
Проведенные на многих объектах наблюдения за процессом погруже-
ния сйай достоверно подтвердили, что разрушение свай — это процесс,
протекающий во времени и зависящий от количества ударов N, нане-
сенных по свае. Было подтверждено на большом количестве свай, что
дефекты в погружаемой свае развиваются постепенно и степень наруше-
ний (дефектов) растет по мере увеличения количества ударов по свае.
Анализ процесса погружения всех исследованных свай позволяет кине-
тику процесса развития дефектов в сваях представить следующим об-
разом. Вначале при погружении сваи дефекты не наблюдаются. Далее,
по мере увеличения количества ударов по свае, начинают проявляться
71
все более существенные дефекты. Появлению каждого нового де-
фекта соответствует для каждого типа сваи и даже отдельной сваи
определенное количество ударов: Nj — окол углов торца сваи; N2 —
появление первых трещин в голове сваи; N3 — растрескивание головы
сваи без осыпания и выколов; — начало разрушения головы сваи
(голова начинает выкрашиваться и осыпаться); N$ — полное разруше-
ние головы сваи; Ng — полное выкрашивание бетона головы сваи,
оголение и смятие арматуры; — полное разрушение бетона сваи
же головы — прекращение погружения сваи.
В соответствии с уравнением (4.1) параметры ударной стойкости
и Кд для различных конструкций свай могут быть установлены
путем определения предельных количеств ударов N । и NRp2> произ-
веденных при разных высотах падения молота Hj и По
Hj и по формуле (4.1) определяются величины разрушающих на-
пряжении j и 2* Затем графически или решая систему из
двух уравнений (4.1) определяется параметр
К
значениям
. Затем графически или решая систему из
Чр2 ~ Чр1
- IgN^)
(4.2)
В связи с отмеченным методика исследований параметров ударной
стойкости свай заключалась в погружении каждой сваи данной серии
(партии) при разной высоте падения подвесного молота Н| < Н2 < Hj
и тщ. При погружении одновременно регистрировались общее коли-
чество ударов и соответствующее ему состояние сваи — появление пер-
вых трещин, начало разрушения головы, полное разрушение головы
и тл. В опытах варьировались: высота падения молота от 1 до 8 м, мас-
са молота и толщина прокладки в наголовнике.
Для установления количественных значений ударной стойкости раз-
ных типов свай в ЛИИЖТе в 1981—1984 гг. были проведены при участии
автора обширные исследования процессов погружения и разрушения
свай [39,43]. Исследования проводились в широком диапазоне величин
ударных воздействий на сваи: высота падения ударной части подвесных
молотов изменялась от 1 до 8 м. Это позволило установить границы
ударной стойкости свай и параметры К—и К^.
Погружение более 360 свай марки Сданной от 8 до 14 м было иссле-
довано на семи объектах. Результаты погружения каждой сваи (без раз-
рушения, начало трещинообразования, частичное разрушение, полное раз-
рушение головы) наносились на график o/RCT — IgN соответствующем
значком (рис. 24). Напряжение а определялось по формуле НИИОСП
(1.7). Нанесенные для всех свай точки образовали на графике раздель-
ные поля, соответствующие разным стадиям разрушения свай» и таким
образом явно выделялись три зоны: без разрушения, трещинообразова-
ния и разрушения.
72
Рис. 24. Графики ударной стойкости свай марки С. Состояние свай
1 -» без разрушения головы; 2 - с частичным разрушением головы; 3 - с пол-
ным разрушением головы; I - начало трещинообраэования; II - начало разруше-
ния головы свай
•с.
Границы зон ударной стойкости (выносливости) свай, соответствую-
щие началу трещинообраэования и околов граней и началу полного раз-
рушения^ свай, проводились вдоль нижнего контура соответствующих
полей, т.е. были ориентированы на скопления наиболее низко располо-
женных на графике точек, характерных для данной стадии разрушений-
Значение параметра Кд у определялось по величине ординаты, отсекае-
мой границей выносливости на вертикальной шкале графика при N = 1,
т.е. когда a/RCT = К^. Для границ начала трещинообраэования получено
Кдгу т = 3,2, а начала разрушения головы = 3Л (начало тр&цино-
ойразования — это появление первых трещинв голове и околов граней,
начало разрушения — развитие сети трещин в торце сваи, но еще без
выкрашивания бетона). Значение параметра выносливости Кд опреде-
лялось по наклону границы ударной стойкости свай (для оооих гра-
ниц он оказался одинаковым и приближенно равным 0,8). Исследова-
ния свай, погруженных трубчатыми дизель-молотами, в том числе й
расчеты по данным НИИПромстроя [64], показали аналогичные резуль-
таты.
Погружение более 100 свай длиной 8, 12 и 14 м типа СФ (со стале-
фибробетонной головой горизонтального формования с расходом
фибр 80 кг/м3, т.е. процент армирования д = 1% [56]) на шести объек-
тах осуществлялось подвесными и дизельными трубчатыми молотами.
73
Предел прочности бетона RCT принимался равным прочности контроль-
ных образцов после пропаривания (фактической Отпускной проч-
ности), а также по данным испытания головы свай неразрушающими
методами. Для уравнения границ выносливости свай получены следую-
щие параметры: К„у т = 3,2, Кд у 3,4 и Кд = 0,8, которые подтвер-
дили визуальные наблюдения о несколько более высокой ударной стой-
кости этих свай по сравнению со сваями марки С.
Сваи марки СНпр длиной 12и 14 м в количестве 18 штук были исследо-
ваны на двух участках. Ввиду малого количества экспериментального
материала границы выносливости свай установлены ориентировочно:
Кдлг.т = ЗДКдур = 3,2иК =0,8.
Было исследовано более 70 свай длиной 12 и 14 м типа СФГ (со стале-
фибробетонной головой вертикального формования) на четырех объек-
тах [56]. Несмотря на высокую энергию ударов молота (масса подвес-
ных молотов 4,2—4,7 т при высоте падения 4—8 м), только у четырех
свай наблюдалось начало трещинообразования в голове и лишь головы
двух свай были доведены до разрушения при погружении без проклад-
ки в наголовнике. Таким образом, фактически были известны всего не-
Г, Н
сколько точек на границах выносливости и значительное количество
точек, расположенных ниже начала трещинообразования, т.е. без раз-
рушения. Поэтому границы былвдстановлены приближенно (занижены)
и имеют параметры: при д = 2% кду т = 3,8, Кд у р = 4,1 и Кд = 0,8,
при д = 1% Кр у т = 3,6, Кд у р = 3,9 и Кд = 0,8.
Таким образом, все проведенные опыты позволили установить, что
по мере увеличения ударной стойкости свай растет коэффициент дина-
мического упрочнения Кд у. Коэффициент выносливости Кд разных
типов свай колеблется около значения 0.8. Более точно его определить
не удалось. Проведенные расчеты по данным работы [20] показали,
что координаты точек, соответствующие сваям из керамзитобетона
длиной 9 и 12 м, погруженных без разрушения, располагаются выше
границы начала трещинообразования для свай марки С. Линия, проведен-
ная через эти точки с уклоном Кд = 0,8, как и у других типов иссле-
дованных свай, может с некоторым преуменьшением быть принята за
границу начала трещинообразования керамзитобетонных свай с парамет-
ром Кд у j ” 3,2.
Опыты по забивке центрифугированных трубчатых свай марки СК
диаметром 40 и 60 см, длиной от 12 до 48 м были выполнены на 12
объектах при строительстве мостов и зданий. Сваи, поступавшие на
объекты, были разного качества изготовления (отдельные имели участ-
ки оголения арматуры с устройством защитного слоя вручную). Сваи
забивались подвесными, паровоздушными и дизельными трубчатыми
молотами Q = 1,84-6 т. Количество ударов при забивке колебалось
от 300 до 4
. В целом сваи показали высокую ударную стойкость;
разрушение голов свай имело место только на двух объектах, причем на
одном — из-за неудачной конструкции головы (фланцы были эксцен-
трично приварены к продольной арматуре, что вызывало ударный мо-
мент) . Таким образом, все экспериментальные точки находятся в зоне
74
’’без разрушения9* и только несколько в зоне ’’начало разрушения**.
Это позволяет сугубо ориентировочно определить значение КДуТ =
= 3,64-3,7. Коэффициент долговечности рекомендуется ввиду отсутст-
вия экспериментальных данных принять одинаковым, как и для дру-
гих сваи, Кд = 0,8.
Важно отметить, что на значение Кд у, и видимо, на Кд большое влия-
ние оказывают различные незначительные факторы, например уста-
новка фланца на голове сваи, способ его приварки к арматуре, конст-
рукция стыка составных сваи и даже толщина защитного слоя на го-
лове сваи. Все эти факторы требуют последующего исследования с целью
оптимизации конструкции головы сваи.
На основании полученных результатов на рис. 25 приведен сводный
график для определения ударной стойкости исследованных свай. Для
каждого типа свай приведены две прямые: штриховая — граница начала
трещинообраэования и сплошная — граница начала разрушения. Пре-
дельно допустимое количество ударов молота N^, при превышении
которого происходит разрушение головы сваи, устанавливается сле-
дующим образом. Сначала по показателям удара молота Q,H>, s по форму-
ле (1.7) определяется напряжение o>j , возникающее в голове сваи.
пр
Далее по графику для данного типа сваи определяется значение N^,
соответствующее Окт . Для этого от значения а проводится горизон-
пр
75
тальная линия до (пересечения с наклонной прямой, характеризующей
закон выносливости для рассматриваемой конструкции сваи, и из точ-
ки пересечения опускается перпендикуляр на гор
которой и определяется значение N .
нтальную ось, на

4.	НОМЕНКЛАТУРА СВАЙ ПО УДАРНОЙ СТОЙКОСТИ
На основе полученных результатов исследований ударной стой-
кости различных типовых и новых марок свай предлагается для приме-
нения номенклатура железобетонных сваи квадратного сечения с
разными классами их ударной стойкости, приведенная в табл. 8. Кри-
терием для отнесения каждого типа свай к тому или иному классу
служила величина параметра динамического упрочнения КДу урав-
нения выносливости свай. Подобная же номенклатура может быть
разработана и для других типов свай.
Сравнительные данные об ударной стойкости рассмотренных клас-
сов свай приведены в табл. 9. Эти данные рассчитаны для случая погру-
жения свай подвесным или трубчатым дизель-молотом при Q = q и
Н = 2,2 м (где Q — масса ударной части молота, q — масса сваи, Н — вы-
сота ее падения) при суммарной толщине деревянной прокладки в наго-
ловнике s = 0,15 м. В таблице приведены для каждого типа свай предель-
нью количества ударов молота NL
ния свай, которые установлены по формуле (4.1) при о, определен-
ной по формуле НИИоснований (1.7), RCT — по кубиковой прочности
бетона. Значения Кд v и К приняты по табл. 8.
, соответствующие началу разруше-
кяализ данных табл. 9 наглядно показывает [43], что железобетон-
ные сваи со сталефибробетонной головой вертикального формования
СФГ-2 с расходом фибр 2% имеют ударную стойкость, в 10 раз боль-
шую, чем у свай марки С. Уменьшение расхода фибр до 1% снижает
ударную стойкость вдвое. Применение железобетонных свай со стале-
фибробетонной головой горизонтального формования марки СФ [43]
с расходом фибр д = 1% повышает ударную стойкость этих свай незна-
чительно — всего в 13 раза по сравнению со сваями марки С. У свай
марки СН оказалась более высокая ударная стойкость, чем у свай мар-
ки С, что обусловлено применением более высоких марок бетона. В свя-
зи с этим анализ табл. 9 показывает на целесообразность повышения
марки бетона свай с ненапрягаемой арматурой марки С начиная с дли-
ны 7 м для сечения 30x30 см и с 10 м — для сечения 35x35 см, так как
именно на эти длины свай приходится наименьшая ударная стойкость.
Предложенная классификация свай по ударной стойкости должна
нацелить проектировщиков на разработку типовых конструкций этих
свай (рабочих чертежей, ГОСТов) и на обоснованное их применение
при проектировании фундаментов в зависимости от глубины погруже-
ния и грунтовых условий. Подбор для практического использования
того или иного класса свай должен определяться расчетом в зависи-
мости от применяемого оборудования и, следовательно, динамических
нагрузок в процессе погружения.
76
Таблица 8. Номенклатура сваи, различающихся по ударной стойкости
Классы	Марки свай	Наименование конструкций свай	Параметры	
			КД.У	КД
I Низкоуда- ростойкие	сп,спн СЦ, СЦп	Сваи железобетонные, керамзито- бетонные: с круглой полостью сплошные с центральным располо- жением арматуры	2,8/2,7	0,8
II Малоударо- стойкие	с	Сваи железобетонные сплошные с поперечным армированием ствола (ненапрягаемая стержневая армату- ра)	3,3/3,2	0,8
III Средне- ударостой- кие	СК СФ-1	Сваи сплошные с поперечным арми- рованием: керамзитобетонные железобетонные со сталефибробе- тонной головой горизонтального формования (Д = 1%)	3,4/3,3 3,4/3,3	0,8 0,8
1У	сн	Сваи железобетонные сплошные с поперечным армированием ствола (напрягаемая арматура)	3,2/3,0	0,8
Ударостой- кие	СФГ-1	Сваи железобетонные сплошные с поперечным армированием ствола со сталефибробетоннсШ головой вертикального формования при Д = 1%	3,9/3,6	0,8
У1	СФГ-2 Высокоударо- стойкие		То же, приД =2%	4,1/3,8	0,8
Таблица 9. Предельно допустимое количество ударов молота
N (по условию начала разрушения) для различных марок свай (классов)
при погружении их подвесными и трубчатыми дизель-молотами при Q = q,
Н=2Дм; S =0,15m
Сечение, см	Дли- на, м	СЦ, СП (I)	С(ID	СК, СФ-1 (ПО	СН(1У)	СФГ-1 (У)	СФГ-2'(У1)
30x30	3	340	460	600	1050	2600	4600
	5	180	200	260	600	1150	2000
	7	120	110	130	370	540	950
	8	106	220	300	290	1300	2300
	10	76	150	200	240	860	1500
	12	60	114	150	500	650	1150
35x35	8	—	190	245	280	1000	1900
]	10	—	130	165	205	700	1300
]	12	—а	90	120	155	500	900
]	14	—	180	230	400	950	1800
]	16	—	140	185	330	780	1400
77
Глава У. ПРОГНОЗИРОВАНИЕ БЕЗДЕФЕКТНОЙ ТЕХНОЛОГИИ
ПОГРУЖЕНИЯ СВАЙ РАЗЛИЧНЫМИ СНАРЯДАМИ
1. МЕТОДИКА ПРОГНОЗИРОВАНИЯ
Рассмотренные выше решения позволяют обоснованно связать в еди-
ный алгоритм вопросы оптимального проектирования и бездефектного
сооружения свайных фундаментов. Принципиальная блок-схема этого
алгоритма показана на рис. 26.
Этап Г. Установление вариантов свай по размерам (длине L и сече-
нию F), конструкции (призматическая, пирамидальная, булавовид-
ная, трубчатая и др.) и классу ударной стойкости (железобетонная,
керамзитожелезобетонная, со сталёфибробетонной головой и др.), в
зависимости от требуемой несущей способности по грунту Ф.
Этап II. 1. Выбор способов погружения свай параметров сваебой-
ных снарядов. 2. Выбор дополнительных мероприятий по облегчению
процесса погружения свай (подмыва, обмазок, электроосмоса и др.).
Этап Ш. Прогнозирование процесса погружения свай намеченными
снарядами* и определение потребного количества ударов молота и вре-
мени Т для погружения свай на проектную глубину 1.
Для снарядов, обеспечивающих погружение свай, т.е. при 1 > L —
переход к этапу 1У. Для снарядов, не обеспечивающих погружение
свай, т.е. при 1 < L — переход: 1) к этапу II с выбором дополнитель-
ных мероприятий по облегчению погружения свай; 2) к этапу I с выбо-
ром других конструкций свай, обладающих меньшим сопротивлением
погружению в грунт (булавовидные, трубчатые и др.).
На основе новых данных вновь производится определение N и Т.
Подобные циклы повторяются до тех пор, пока не будут подобраны
тип свай и дополнительные мероприятия, обеспечивающие погруже-
ние свай данными снарядами на проектную глубину.
Этап ГУ. Определение ударной стойкости свай при погружении наме-
ченными снарядами и проверка выполнения условия бездефектности
погружения при N < Nnp.
Для снарядов, обеспечивающих" бездефектное погружение свай, т.е.
при N < Nnp — переход к этапу У. Для снарядов, не обеспечивающих
бездефектное погружение свай, т.е. три N > Nnp, расчет вновь возвра-
щается к этапам I и II и повторяется корректировка размеров и кон-
струкций свай, повышение их класса по ударной стойкости и допол-
нительных мероприятий до тех пор, пока в результате перерасчетов не
будет выполнено условие бездефектности: N <
Этап У. Проверка сваебойных снарядов по дополнительным требо-
ваниям: по допустимости возбуждаемого шума Ш < [III] доп, колеба-
ний грунта А < [А] доп и др. Для снарядов, удовлетворяющих этим усло-
виям, происходит переход к этапу УГ; для снарядов, не удовлетворяю-
щих этим условиям, — снова переход к этапу 1.
Этап УТ. Выбор оптимального и эквивалентных ему вариантов по
конструкции свайного фундамента с учетом технологии его возведе-
ния из числа прошедших предыдущие этапы по намеченному критерию:
78
5
Рис. 26. Блок-схема алгоритма проектирования бездефектной технологии погру-
жения свай
по стоимости С, трудоемкости В, производительности П; выбор вариан-
тов механизации, т.е. копров, соответствующих принятым сваебойным
снарядам (по матрице вариантов), вспомогательных машин (кранов,
сваеустановщиков и др.), схем их работы и т.п.; проектирование тех-
нологии работ.
Предложенный алгоритм, основанный на рассмотрении расчетных
ходограмм для различных молотов и свай, используется для анализа
процесса погружения свай, уоуановлейия целесообразности примене-
ния различных типов свай, выбора наиболее эффективного оборудова-
ния, определения условий бездефектного погружения свай, установле-
ния необходимости применения дополнительных технических и тех-
нологических мероприятий. Таким образом, он позволяет варьиро-
вать в широких пределах влияние действующих факторов.
79
Применяя метод прогнозирования в практике свайных работ, можно
заблаговременно расчетным путем, т.е. не прибегая к применению
дорогостоящих пробных сваи, надежно выбрать наиболее эффектив-
ное оборудование и технЬлогическое решение, обеспечить без дефект*
ное погружение свай на проектные отметки, практически исключить
недобивку и разрушение свай, улучшить качество работ и проектных
решений и в целом повысить технико*экономическую эффективность
свайных фундаментов. Благодаря разработанному методу прогнози-
рования процесса бездефектного погружения свай вопросы выбора
свайного молота, конструкции свай и технологии их погружения ста-
новятся научно обоснованными и неразрывно связанными с процессом
проектирования свайного фундамента.
Задачи I этапа решаются при проектировании свайного фундамента.
На основе материалов изысканий выбирается основание для свай,
их размер и конструкция. Ориентировочно назначается класс ударной
стойкости свай. По этим данным определяется несущая способность
свай и проектируется фундамент. Все эти вопросы решаются обычными
приемами технического проектирования согласно СНиП П-17—77 и поэ-
тому нами не рассматриваются.
Проанализируем методики решения последующих этапов проектиро-
вания бездефектной технологии.
Методика прогнозирования процесса погружения свай
Задача погружения состоит как в достижении наиболее эффективно-
го внедрения свай в грунт, так и в обеспечении после "отдыха” наи-
высшей несущей способности свай. С учетом этих требований ниже
приведены рекомендации по выбору способа погружения свай в раз-
личные грунты.
Способ погружения
Ударный.....................
Вибрационные................
Завинчивание, вибровдавливание
Виды грунтов
любые глинистые
.песчаные
.суглинки и глины пла-
стичные
Вдавливание................................слабые	глинистые
После выбора способа погружения ориентировочно назначаются мар-
ки выбранного молота (из условия Q = q) или вибропогружателя [по
формуле (1.11)].
Прогнозирование процесса погружения свай состоит в построении
расчетным путем кривой погружения сваи — кодограмм N( 1) или Т (1),
которые являются исчерпывающими характеристиками погружающей
способности данного сваебойного снаряда в рассматриваемых условиях,
так как наглядно и полностью отражают возможность погружения сваи
на заданную отметку, ход процесса на разных глубинах, скорость погру-
жения и ожидаемые отказы. Разработанная теория (см. главу П) по-
зволяет прогнозировать процесс погружения различных по конструкции
свай (призматических, пирамидальных, с уширением, оболочек и др.)
80
Таблица 10. Значения коэффициентов к
Уровень точ- ности расчетов	Метоп определе- ния Rh I	Молоты			Вибропо- гружатели
		подвесные	дизельные		
			труб- чатые	штанго- вые	
Приближенные: с=0	СНиП П-17-77	0,5	0,4	0,7	0,5
с >0	То же	0,7	0,6	1,1	1,0
Точные	Зондирование	1,0	0,9	1Л	1,0
молотами и вибропогружателями. Для практических расчетов выделе-
но два уровня прогнозирования (табл. 10).
Приближенное прогнозирование следует использовать только в тех
случаях, когда по каким-либо причинам невозможно определить дина-
мические сопротивления грунтов методами зондирования, например, при
погружении свай на глубину более 25 м, в гравелистые и вечномерзлые
грунты и при большой глубине воды.
Прогнозирование процесса погружения свай молотами осуществляет-
ся по формуле (2.4), преобразованной с учетом (2.14) к виду, учи-
тывающему влияние соударяющихся масс Q и q:
N, = S’ = i---------S-------------------,	(5.1)
3 i=l 1 ki\Z57qi3piTJi-0^Pici
где i - номер пробиваемого слоя грунта толщиной 1| при постоянных парамет-
рах: грунта	Ср работы молота 3^, Qj, Пр к^и сваи qp
Методика прогнозирования процесса погружения свай молотами
складывается из следующих элементов:
1.	Установление исходных данных — типа сваи, ее размеров и по-
казателей; типа и марки сваебойного снаряда и его параметров; грун-
товой колонки с характеристиками грунтов J£, Идр fдр
2.	Разбивка массива, в который предусматривается погружение сваи,
на отдельные слои (участки) толщиной < 2 м (границами участков
принимаются: подошвы слоев грунта с одинаковыми показателями;
глубины, при которых наращиваются следующие секции сваи: глуби-
ны, при которых изменяется высота падения ударной части, материал
и толщина прокладки в наголовнике или заменяется сам молот; глу-
бины, при которых изменяется технология погружения, например под-
мыв, электроосмос, обмазки и т.п.).
3.	Установление для каждого участка расчетных показателей Rp
fp Qp Эрр Ср Пр динамических сопротивлений грунтов Р| и работы
сил сопротивления грунтов Р|1р
81
4.	Определение по формуле (5.1) потребного количества ударов*
молота Пр П2» п^, . , n j для пробивки сваей последовательных слоев
грунта толщиной 1р	, lj. По результатам суммирования полу-
ченных значений строятся ходограммы N(l), а затем Т(1) прогно-
зируемого процесса погружения сваи.
Построенная ходограмма прогнозирует процесс погружения сваи
рассмотренным молотом, т.е. чисто расчетным путем предсказывает-
ся ход погружения сваи. Этот расчет может быть несколько раз повто-
рен с учетом применения других марок молотов, конструкций свай,
а также дополнительных технических и технологических мероприятий.
Построение, сопоставление и анализ ходограмм для нескольких кон-
курентоспособных молотов и технологий работ позволяет сравнить
их погружающую способность в данных грунтовых условиях.
Расчеты по прогнозированию процесса вибропогружения свай и обо-
лочек и построение ходограмм Т( 1) выполняются по формуле (2.18)
также, как и для свайных молотов.
Дополнительные технологические мероприятия по облегчению про-
цесса погружения свай применяются в основном в тех случаях, когда
в результате расчетов по прогнозированию оказывается, что имеющие-
ся снаряды не обладают достаточной погружающей способностью,
т.е. не могут погрузить сваю до проектных отметок. Анализируя урав-
нения прогнозирования погружения свай (2.7) и (2.18), можно сделать
вывод, что облегчение процесса погружения свай, т.е. уменьшение N
и Т, может быть обеспечено применением мероприятий, направленных
на снижение динамических сопротивлений грунтов и на увеличение
полезной мощности снарядов.
Уменьшение динамического сопротивления грунтов может быть
достигнуто заменой сплошных свай трубчатыми или булавовидными,
а также применением свай с раздельно забиваемыми оголовками или
камуфлетных свай. Оголовки забиваются до или после забивки свай.
Более высокая несущая способность свай с забивными оголовками
позволяет сократить длину свай примерно вдвое, что ведет к сокра-
щению времени погружения свай и возможности применения менее
мощных сваепогружающих снарядов. Аналогичный результат будет
иметь место и при применении свай с камуфлетным уширением.
Уменьшение динамических сопротивлений грунтов может быть обес-
печено также применением различных технологических мероприятий:
подмыва, электроосмоса, обмазок, устройства лидерных скважин,
разработки грунтового сердечника в оболочках и тл.
Увеличение полезной мощности снарядов может быть достигнуто
изменением показателей их работы у многорежимных машин, увели-
чением отношения \/Q/q за счет применения более легких свай (труб-
чатых, с круглой полостью, керамзитожелезобетонных), использова-
ния более жестких прокладок в наголовниках при погружении высо-
коударостойких свай, например сталефибробетонных.
Предложенный метод прогнозирования процесса погружения свай
нагляден, позволяет быстро рассчитать и оценить значительное коли-
чество вариантов оборудования и технологических мероприятий. Метод
82
/даров ГЧП0, толщина прокладки в
графику (рис. 25) или уравнению
позволяет получить исчерпывающую информацию о процессе погруже-
ния свай, решать вопросы не путем сложных практических попыток,
а на основе анализа расчетов. Это дает возможность еще в процессе
проектирования отсеять невозможные или неудачные и выбрать для
производственного применения наиболее рациональное решение с уче-
том имеющегося оборудования, средств, ресурсов и резервов вре-
мени.
Проверка условия бездефектности погружения свай
Величина ударной стойкости сваи Nnp согласно уравнению выносли-
вости (4.1) зависит от параметров удара молота, демпфирующих харак-
теристик наголовника и от конструкции сваи. Для намеченных на этапе
Т (см. рис. 26) сваи и молота допускаемые показатели забивки: высо-
та подъема молота Н, количество ударов N„, толщина прокладки в
наголовнике s — определяются по графику (рис. 25) или уравнению
(4.1). Так, предельно допустимое количество ударов для выбранного
молота Nnp, при превышении которого будет происходить разрушение
головы сваи, устанавливается следующим образом. Сначала по пара-
метрам удара молота Q и Н по формуле (1.7) или по Руководству
[59] определяется напряжение о\л , возникающее в голове сваи. По
пр
графику (рис. 25) или по формуле (4.1) для данного типа сваи опре-
деляется значение Nnp, соответствующее полученной величине напря-
ЖеНИЯ Чр (ПО ТОЧКе пеРесечения значения aN с прямой уравне-
ния для данного типа сваи).
Далее решается вопрос о возможности применения принятого свае-
бойного оборудования. Для этого необходимо полученное предельно
допустимое (разрушающее) количество ударов для принятого типа
сваи N сравнить с общим количеством ударов молота N, определен-
ным по формуле (6.1) и необходимым для погружения сваи на проект-
ную отметку. При этом, если имеет место условие N < ЫДр при данном
Охт , то данный молот обеспечивает бездефектное погружение данных
tip
свай, т.е. условие бездефектности (1.19). Если же окажется, что N >
> Nnp, то в процессе погружения будет происходить разрушение свай:
оно начнется при N = Nnp. В этом случае необходимо изменить парамет-
ры забивки Н и s, применить другой молот или другую конструкцию
свай либо изменить технологию работ таким образом, чтобы обеспечить
условие N < N^.
Замена молота ведет к изменению N и Nnp (последнее в связи с из-
менением )’ и поэтому можно рассчитывать, что удастся подо-
брать молот, ^еспечивающий выполнение условия N < Nnp. Можно
также заменить рассматривавшуюся железобетонную сваю более ударо-
стойкой, т.е. с большим значением Nnp (керамзитожелезобетонной,
с фибросталебетонным армированием головы и тл.), либо сваей, более
83
легко погружающейся в грунт, т.е. с меньшим значением N (булавовид-
ной, трубчатой и др.)* Наконец, можно оставить без замены молот и
сваю, но изменить технологию погружения, т.е. применить дополнитель-
ные мероприятия по облегчению погружения свай: подмыв, обмазку,
электроосмос, устройство лидерных скважин, что скажется на сниже-
нии потребного количества ударов молота N для погружения сваи.
Влияние каждого из мероприятий на величину N может быть учтено
соответствующим снижением величины сопротивления грунта. Эти
мероприятия можно варьировать в таких пределах, что это обеспечит
выполнение условия бездефектного погружения свай (1.19), т.е. N <
<N .
пр
В табл. 11 приведены в качестве примера сравнительные данные воз-
можности применения различных по ударной стойкости свай, получен-
ные для случая погружения свай подвесным или трубчатым дизель-
молотом при Q = q, Н = 2,2 м и s = 0,15 м. В клетках таблицы араб-
скими цифрами показано количество ударов молота N, необходимое
для погружения сваи длиной L на полную глубину в однородный гли-
нистый грунт консистенции (для песчаных — соответствующей круп-
ности). Величина N определялась путем прогнозирования процесса по-
гружения свай по формуле (5.1). Римскими цифрами показаны клас-
сы свай по ударной стойкости, применение которых позволит обеспе-1
чить бездефектное погружение свай. Эти классы установлены по соот-
ношению (1.19) путем сравнения величины N в табл. И с предельно
допустимым количеством ударов по свае N (при тех же исходных
данных), приведенных в табл. 9.	р
Таблица 11. Сравнительные данные условий бездефектного применения
разных классов свай
Сечение, см	Длина, м	Масса сваи и молота, т	Средний показатель консистенции грунта						
			0,8	0,7	0,6	0,5	0,4	0,3	0,2
30x30	3	0,70 0,50	55 1-У1	75 1-У1	94 1-У1	137 1-У1	180 1-УТ	240 1-У1	300 Т-УТ
	5	0,50 1,25	23 1-У1	37 1-УТ	50 1-УТ	70 Т-УТ	90 1-УТ	135 Т-У1	180 П-У1
	7	1,60 1,80	41 1-У1	48 1-У1	55 Т-У1	83 1-УТ	110	160 1У-У1 ТУ-У		205 Г ТУ-УТ
35x35	8	2,50 2,50	42 Т-УТ	50 1-У1	56 Т-УТ	83 Т-У1	110 П-УТ	160 П-УТ	210 1И-У1
	10	3,10 2,50	86 П-У1	100 : п-ут	114 П-У1	165 Ш-УТ	220 У-УТ	335 У-УТ	450 У-УТ
	12	3,73 3,50	75 П-У1	85 П-УТ	96 1П-У1	140	184 [ 1У-УТ У-У1		280 У-УТ	380 У-УТ
	14	4,33 3,50	120 П-У1	140 : П-ут	160 П-У1	230 DI-УТ	300	460 1У-УТ У-УТ		630 У-У1
40x40	16	6,45 5,00	120 П-У1	135 П-УТ	150 Ш-У1	220	290	450 [ ТУ-УТ ГУ-УТ У-УТ			600 У-УТ
84
Полученные в табл. 11 данные отчетливо выявляют границы приме*
нимости разных классов и марок свай при заданных условиях погру-
жения. Так, сваи СЦ могут быть погружены в слабые грунты с >
> 0,6 только до 7 м, а в более прочные — только до 3 м. При глубине
погружения более 10 м в грунты с J^< 0,5 бездефектное погружение
может быть обеспечено только использованием сваи со сталефибробе-
тонйой головой вертикального формования. Следует иметь в виду, что
при изменении параметров погружения Q, Н и s изменятся и условия
применения свай.
В конкретных производственных условиях возможность приме-
нения разных классов свай устанавливается по соотношению (1.19),
где N и Nnp определяются расчетом. Полученные результаты позволяют
в каждом конкретном случае в зависимости от длины свай и плотности
грунтов, обоснованно применять сваи разных классов по ударной стой-
кости. Подбор того или иного типа свай определяется по вышерассмот-
ренной методике.
2. ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ПОГРУЖЕНИЯ СВАЙ МОЛОТАМИ
Пример прогнозирования бездефектной технологии
погружения свай по данным статического зондирования
Данные инженерно-геологических изысканий показали, что строе-
ние грунтовой толщи в пределах площади строительной площадки прак-
тически однородно по простиранию и глубине (при неоднородном строе-
нии площадка должна быть разбита на участки с однородным строе-
нием) . Сводные результаты исследования грунтов для площадки приве-
дены на рис. 27.
Этап I. Установление размеров свай и конструкции. Согласно рабочим
чертежам фундамент под здание с поперечными несущими стенами за-
проектирован из двух рядов свай под каждую стену, объединенных
общим ростверком. Приняты сваи типовые призматические серии
1-001-6 марок С14-35 и СНпр 14-35, которые должны быть погружены
на глубину 13 м. Расчетная несущая способность свай Ф = 900 кН
(90 т).
Этап II. Выбор способа погружения и параметров свайного молота.
Из данных инженерно-геологических изысканий (рис. 29) видно, что
сваи на рассматриваемом участке должны погружаться в глинистые
грунты. В соответствии с табл. 11 в указанных грунтах наиболее целе-
сообразно применить ударный метод погружения свай. Масса ударной
части молотов должна быть не менее массы сваи (при q = 4,34 т, Q >
> 4,34 т). Согласно Руководству [59] расчетная энергия удара моло-
тов должна быть Эр > 1,75 ‘ 0,025 г Ф = 0,044; 90 = 4,0 тс ♦ м (40 кДж).
Указанным требованиям соответствуют следующие молоты, имею-
щиеся в строительной организации: подвесной с Q = 4,3 т и дизельный
трубчатый С-1048 с Q = 3,5 т; при Н = 2,0 м Эр = 0,9 QH = 0,9 3,5 • 2 =
= 6,3 тс-м (63 кДж).
Этап Ш. Прогнозирование процесса погружения свай молотами. Рас-
85
Динамические сопротивления грунта погружению призматических
свай вычисляются по формуле (3.1) при коэффициентах влияния формы
сваи: кфл = 1,0 и кф g = 1,0 (по табл. 4). Удельные динамические со-
противления устанавливались по данным статического зондирования
(см. рис. 27): Rfli = q3? ffli = f3i при 0 = 1,0; упругая деформация
грунта определялась по номограмме (рис. 7).
Исходные данные: свая С14-35, F = 0,122 м^, и = 1,4 м, q =4,34 т, qfl = 0,5 т;
молот подвесной с Q =4,3 т, Q/q = 1,0.
КПД удара молота определялось по формуле (2.12) при CL_ =0:
Q+e2(q+qH)
4=----------
Q+q+qH
4,3 + 0,2(4,34 + 03)
------------------= 0,58.
4,3+4,34 + 03
Слой • 1.0-1 м, L = 1,0 м.
Н = 1,0 м; Э = 0,9QH = 0,9- 4,3 • 1,0 = 3,85 тс+м>(38,5кДж) (см. п. 3 m. П).
- 036; с = 0,045 м; Кц = 70 тс/м2 (700 кПа);	= 23 тс/м2 (25 кПа) (см.
рис. 27).	1
Pi =	+	= 70'1,0 * 0,122 + 1,4 ’1,0 ’ 2,5— =10,4 тс
(104 кН);
86
10,4* 1
m = —-—----------
WQ/qO n-0,5P,c
-----------------------------= 5 з**5 УЛД*
1-1-3,85 0,58-0,5-10,4’0,045
ров.
Слой 2.1-3 м, = 2,0 м.
Н = 1,0 м; 3^ = 3,85 тс* м (38,5 кДж) • Jl = с =
(2700 кПа); Гд2 =9,0 тс/м^ (90 кПа) (см. рис. 27);
=49 тс (490 кН);
49*2
1Ц =-------------------------------=52,6** 53 удара.
1 • 1 • 3,85 • 0,58 - 0,5 • 49 • 0,015
Слой 3. 3-5 м, Ц =2,0 м.
Н = Мм; 3	----- ---------
= 200 тс/м^ (2000 кПа); f_a =11 тс/м^ (НО кПа).
’з
Р3 = V + Ч,!1! + “Wz + 413 ~2~ =20С
2
+ 1,4-11—z— =68,5 тс (685 кН);
= 0,9- 4,3* 1,5 =5,8 тс* м (58 кДж). Jl = 0,39; с =0,020; R.3 =
„тт<\ - -Г —11 __f__2 Z1 -гл — тт-л	W
ДЗ 2
68,5- 2
-------------------------------= 51 удар.
1 • 1 • 5,8 • 0,58 - 0,5- 68,5 • 0,020
Слой 4.5-7 м, =2,0 м.
Н = 2,0 м; Э = 0,9* 4,3• 2 = 7,74 тс* м (77,4 кДж). JL=0,42; с =0,025; Кд4 =
= 180тс/м2 (1800кПа); £д4=11тс/м2 (110кПа);
2
Р4 =180-0,122 + 3,5 + 25,2 +1,4-11-2 +1,4-11-=96,9тс (969 кН);
96,9 • 2
1Ъ ----------------------------= 59 ударов.
1-1 • 7,74- 0,58 - 0,5- 96,9 -0,025
Всего для погружения сваи на глубину 13 м требуется N =	= 5 +
+ 53 + 51 + 59 + 82+ 111 + 133= 494 удара.
Подобные расчеты выполняются для этого же подвесного молота
и при других высотах его падения (рис. 28).
Расчеты процесса погружения свай С14-35 на этом же участке труб-
чатым дизель-молотом С-1048 (Q = 3,5 т; Н = 2,5 м) приведены в
87
Рис. 28. Кодограммы фактические
(I) и прогнозируемые (II) погру-
жения железобетонных свай моло-
том подвесным Q =4,3 т (1-9) и
молотом дизельным трубчатым
0=3,5 т (70)
1,2- свая №20марки СН14-35
при Н = 1,5 м; 3, 4 - свая №117
марки СФ13-35 при Н = 2,0 м;
5, 6 - свая №163 марки СФГ14-35
при Н = 1+5,5 м; 7-10 - сваи
марки СФГ14-35 соответственно
при Н =1,0,6,0, 4,0 и 2,8 м
табл. 12. Энергию удара трубчатого дизель-молота следует определять
с учетом взрыва топлива по формуле (2.7). Для этого вначале опре-
деляется КПД удара по формуле (2.12) при qrp = 0, т? = 0,54 и рассчи-
тывается кодограмма N(l) при прежних значениях Pj (графа 2) и по-
стоянных значениях Э = 0J9QH = 0,9- 3,5* 2,5 = 7,9 те м (79 кДж) и
Э = k\/57q ЭрТ? = 0,9- 0,9- 7,9-0,54 = 3,45 тс* м (34,5 кДж) (графа 3).
Значения П| приведены в графе 5, N = Sn. = 642 удара. Затем для каж-
дого участка кодограммы определяется средняя величина отказа
ei = г ni ТОЛ1ЦИна слоя, П| — количество ударов для пробивки
слоя), которые приведены в графе 6. По полученным значениям е^
(рис. 11) определяются значения поправочного коэффициента у j к энер-
гии удара от взрыва топлива (графа 8). Определяются потери энергии
на сжатие воздуха по формуле (26) :
Таблица 12. Расчет процесса погружения сваи С14-35
трубчатым дизель-молотом (Q=33 т; Н =23 м)
Глубина, м	pik	Э	°ЛРС V	X	ei= t)	э	п 8	Ч 9
1	2	3	4	5	6	7		
0-1	10,4-1	3,45	0,23	3	33	23	1,6	3
1-3	49-2	3,45	0,37	32	6,3	23	13	32
3-5	68,5-2	3,45	0,69	50	4,0	23	1,45	52
5-7	97-2	3,45	1,21	87	2,3	2,3	1,42	94
7-9	150-2	3,45	0,83	115	1,8	2,3	1,3	139
9-11	187-2	3,45	1,12	160	1,3	2,3	1,08	275
11-13	206-2	3,45	1,34	195	1,0	2,3	1,05	381
642	976
88
Эсж-60paVk-60'1,05'4320 = 272 160кгс-см = 2,72 тс-м (27,2 кДж);
Эр QtyM — Эсж -3,5 2,5 -0,9 — 2,72 -5,2 тс-м (52 кДж);
Э =к\ДУ<р'ч =0,9х/3,5/4,34-5,2- 0,54 =2,3 тс- м (23 кДж) (графа 7).
Р'
Далее определяются уточненные значения энергии удара путем пе-
ремножения значений графы 7 на величину По уточненным данным
Эр| по формуле (5.1) рассчитывается процесс погружения, т.е. опре-
деляется потребное количество ударов (графа 9) и N =	= 976 уда-
ров. Фактическое количество ударов для забивки свай в пределах
участка колебалось от 680 до 1203 ударов. Таким образом, с учетом
энергии взрыва топлива расчет процесса погружения свай трубчатым
дизель-молотом дает более близкие результаты.
Полученные результаты прогнозирования позволяют сделать вывод,
что подвесной молот с Q = 4,3 т и Н = 1,5—2 м и дизельный трубчатый
молот С-1048 с Q = 3,5 т и Н = 2,5м обладают достаточной погружающей
способностью в данных грунтовых условиях, чтобы забить сваи С14-3 5
на глубину 13 м от уровня дна котлована.
Этап ТУ. Определение ударной стойкости призматических свай С14-35.
Расчеты производились по формуле (4.1) при следующих исходных
данных:
молот подвесной: Q = 4,3 т, Н = 2,0 м, Э = 0,9 QH = 0,9- 4,3* 2,0 =
= 7,74 тс-м (77,4 кДж);	р
свая железобетонная: масса q = 4,34 т. площадь сечения F = 0,122 м ,
модуль упругости бетона Ев = 3 •10° т/м^, марка бетона 300, кубиковая
прочность R«T=R(1 - 1,64-0,135) =0,78R = 0,78 • 300 = 235 кгс/см1 2 =
= 2350 тс/м2 (23 500 кПа);
наголовник Н-образный с деревянной (сосновой) прокладкой толщи-
ной 0,15 м с модулем упругости Е„ = 3000 кгс/см2 = 3 • 10^ тс/м^ (Зх
х105 кПа).
Вначале были определены сжимающие напряжения в голове сваи при
забивке по формуле (1.7):
Затем по графику (рис. 25) или по формуле (4.1), решенной относи-
тельно lgNnp, определялось допустимое количество ударов Nnp по свае
по условию начала разрушения головы (значения Кд и Kg приняты
по табл. 8 для данной сваи):
1	Чтр 1	3300
IgN =------(К -----------) = —(3,30---------) = 2,37; N =235 ударов.
*пр к	ду R	0,8	2350	Р
Д	СТ
89
Результаты расчетов показывают, что 494 > 235 ударов, т.е. N > Nnp.
Таким образом, установлено, что головы свай марок С14-35 и
СНпр14-35 в процессе забивки начнут разрушаться; при 135 ударах
начнется трещинообразование, при 235 ударах начнется разрушение го-
ловы, а при последующих ударах будут происходить все более сильные
разрушения, вплоть до полного разрушения головы и даже ствола свай.
В связи с этим болыниство свай не может быть добито до проектной от-
метки. Подобный же результат получен и для дизель-молота трубчато-
го С-1048.
Таким образом, примененные сваи при данных параметрах забивки
не обеспечивают бездефектное погружение свай на проектные отметки.
В связи с этим согласно блок-схеме расчета (см. рис. 26) вновь воз-
вращаемся к началу расчета.
Пройдем повторно этапы I, II, Ш и ТУ: I — применим сваи тех же
размеров, но со сталефибробетонной головой вертикального формо-
вания СФГ14-35, обладающие более высокой ударной стойкостью;
II — оставим для погружения те же снаряды (дополнительные мероприя-
тия по облегчению погружения не предусматриваются); Щ — определим
значение N (останется прежним); ТУ — определим напряжения в голове
сваи СФГ14-35 [о = 3300 тс/м^ (33 000 кПа) ]. При марке бетона М-300
RH = 2350 т/м2 По графику рис. 25 определяем: для начала трещино-
образования ЫПрТр = 1000 ударов, для начала разрушения головы
Nnp р = 2350 ударов. Таким образом, 494 < 1000 ударов, т.е. N < Nnp
Отсюда вывод: при сваях СФГ14-35 обеспечивается бездефектное погру-
жение на проектные отметки, т.е. даже без трещинообразования голов
свай.
Решение остальных вопросе не рассматриваем, так как они выпол-
няются обычным образом в соответствии с известным Руководством
[59].
В заключение отметим следующее. На рассмотренном объекте были
применены различные марки свай: С14-35, СНпр14-35, СФГ14-35 и др.
Как показали предварительно проведенные расчеты, сваи малой ударной
стойкости С14-35 и СНпр14-35 в процессе погружения подвесным мо-
лотом с Q = 4,3 т, Н = 2,0 м и дизельным С-1048 с Q = 3,5 т, Н = 2,5 м
разрушались и в значительном количестве были не добиты до проект-
ных отметок (из 317 обследованных свай марок С и СН глубины 13 м
достигли только 33 сваи, а глубины 12,5 м — 167 свай; полностью раз-
рушены головы у 210 и частично у 52 свай). В то же время все 20 свай
со сталефибробеТонной головой марки СФГ14-35 были погружены на
глубину 13 м без повреждений. Сопоставление фактических и расчет-
ных ходограмм погружения^свай показало, что они практически совпа-
дают (см. рис. 28).
Подобные расчеты, выполненные и для других объектов, показали
хорошее соответствие расчетных и фактических ходограмм. Все это ука-
зывает на достаточную точность разработанного метода прогнозирова-
ния процесса погружения свай.
Обычно по каждому рассматриваемому объекту рассчитывалось
несколько вариантов молотов и параметров их работы. Пример резуль-
90
татов подобного расчета приведен в табл. 13. В результате анализа вы-
полненных расчетов выбирается наиболее целесообразное решение.
Например, если необходимо полностью бездефектное погружение, то
принимается вариант 5. Если же допустимо образование трещин в го-
лове сваи в связи с применением монолитного ростверка, то можно
принять варианты 3 и 6. Все остальные варианты недопустимы: их сле-
дует проверить еще раз при большей толщине прокладки s.
Таким образом, применение разработанного метода позволяет обой-
тись без многократных попыток опробования разных марок оборудо-
вания, . практически исключить недобивку и разрушение свай, повы-
сить культуру и качество работ.
Этап У. Проверка сваебойного снаряда по дополнительным требова-
ниям. Этот вопрос не рассматривается. Он должен выполняться в
соответствии с требованиями соответствующих СНиП.
Этап УТ. Проектирование технологии погружения свай. Рассмотрен-
ная выше методика (см. п. I гл. У) позволяет выбрать наиболее це-
лесообразное оборудование и показатели для забивки свай, класс
свай по ударной стойкости и технологию работ, обеспечивающие без-
дефектное погружение свай.
Однако в процессе работ могут возникнуть отклонения от показа-
телей, которые были приняты при расчете бездефектной технологии:
может несколько колебаться по разным причинам отпускная прочность
разных партий свай, доставляемых на объект, в некоторых пределах
возможно изменение сопротивления грунтов на отдельных участках
строительной площадки и др.
В связи с этим возникает необходимость корректировки техноло-
гии погружения каждой партии свай с учетом значений показателей
их качества. Рассмотрим решение этих вопросов.
Правила приемки свай на заводе регламентируются ГОСТ
19804.0—78. Однако для обеспечения бездефектного погружения свай
недостаточно обычного приемочного контроля, отбраковывающего
их только по нарушениям размеров и формы, толщине защитного слоя,
наличию выколов и дефектов поверхности и тл. Необходимо прове-
дение сплошного контроля прочности бетона свай и особенно их голо-
вы непосредственно перед их погружением. Этот контроль может быть
довольно просто осуществлен различными неразрушающими метода-
ми в соответствии с ГОСТ 22690—77, ГОСТ 17624—78. Необходимость
этого контроля при наличии заводских паспортов на сваи вызывается
прежде всего разными сроками хранения образцов и свай после изго-
товления и испытания до момента забивки.
Для иллюстрации сказанного рассмотрим определение прочности
свай неразрушающими методами, выполненными на двух объектах.
Испытания 24 свай четырех серий ультразвуковым прибором УКБ-1
показали следующее: колебания прочности бетона — от 24,6 до 36,5 МПи,
средние значения серий — от 27,8 до 33,3 МПа, а в пределах одной се-
рии — от 26,7 до 36,5 МПа. Испытания 48 свай шести серий с помощью
молотка Шмидта показали колебания прочности бетона от 30 до
32,5 МПа, а голов из сталефибробетона — от 32 до 38 МПа.
91
Таблица 13. Результаты расчетов по проверке условия бездефектности погружения свай СНпр 9-35
№ ва- рианта	Молот			N, уд. S, см		О, кПа	a/R СТ	^Sip.Tp	n пр.р	Примечание
	тип	1	Н,м							
1	МП	2,5	1,0	896	15	21 000	0,90	450	800	Разрушение. Недобивка 2 м
2	МП	2,5	2,0	657	15	29 400	1,25	—	300 То же, 4 м	
3	МП	3,5	0,8	605	15	20 400	0,88	500	850 Трещины в голове	
4	МП	3,0	0,8	802	15	19 660	0,84	520	990	Разрушение. Недобивка 2 м
5	МП	3,5	0,8	605	20	18 220	0,78	610	1050	Без дефектов
6	МП	2,5	1,0	896	30	15 800	0,67	850	1500	Трешины в голове
7	МДШ	1,2	1,6	4461	15	13 400	0,57	1200	2100	Разрушение. Недобивка 4 м
8	МДШ	2,5	2,0	956	15	18 800	0,80	600	1050 То же, 1 м	
9	мтд	1,8	2,5	1103	15	28 700	1,22	180	330	* 4 м
10	МДТ	2,5	2,5	663	15	30 000	1,28	140	250	» 4 м
Примечание. Молоты: МП — подвесной; МДШ — дизельный штанговый; МДТ — дизельный трубчатый.
В результате проведения подобного контроля может оказаться,
что фактическая нормативная кубиковая прочность бетона свай RCT ф
будет меньше расчетной, т.е. RCT ф < RCT (где RCT — нормативная куби-
ковая прочность, принятая в расчетах при проектировании технологии).
В этих случаях следует провести проверку условия бездефектности.
Если окажется, что N < Nnp, то погружение сваи может выполняться
по принятой в проекте технологии. При нарушении условия бездефект-
ности, т.е. при N > ЫПр, следует произвести перерасчет и пересмотреть
технологию (иногда и проект фундамента) применительно к создав-
шимся условиям, а в случае невозможности их изменения — отказать-
ся от использования таких свай.
Чтобы возникшая R,,,. ч < R^ не оказалась неожиданной, целесооб-
иТ..ф ст
разно еще при проектировании технологии для каждого значения проч-
ности бетона свай рассчитать, соответствующие ему мероприятия по
обеспечению бездефектности погружения свай. В этом случае текущий
контроль RCT ф и регулирование технологических мероприятий позво-
ляет обеспечить требуемое качество работ.
Пример подобного предложения рассмотрен в табл. 14. На участке
работ погружаются сваи С14-35. Показатели свай: бетон марки 300,
RCT = 23,4 МПа, модуль упругости Ев = 30 000 МПа, коэффициент дина-
мического упрочнения Кдур = 3,3, коэффициент выносливости Kg =
= 0,8 (см. табл. 8).
Согласно расчетам бездефектное погружение свай обеспечивается
при следующей технологии: подвесной молот массой 3500 кг при вы-
соте падения Н = 1,2 м погружается в глинистый грунт консистенции
= 0,6. Забивка ведется с применением стального наголовника с де-
ревянной (сосновой) прокладкой толщиной s = 0,15 м и модулем
упругости Es = 300 МПа. Возбуждаемые в голове сваи напряжения
о = 25 МПа. Необходимое количество ударов молота N = 460 для погру-
жения свай на глубину 14 м. При погружении допускается начало сплош-
ного трещинообразования головы свай — допустимое количество уда-
ров = 650. Прочность бетона (нормативная кубиковая проч-
ность) полученных с завода свай колеблется в пределах RCT ф = 254-
4-35 МПа. Требуется установить необходимые технологические меро-
приятия для обеспечения бездефектности погружения свай при разных
значениях прочности бетона.
Результаты выполненных расчетов приведены в табл. 14. В графе
4 таблицы показано, что если бетон имеет прочность выше проектной —
марки 300, т.е. RCT ф > 23,4 МПа, то требуемое по расчету для погру-
жения свай количество ударов N = 460 существенно меньше допускае-
мого. Таким образом, ударная стойкость свай при принятой техноло-
гии будет недоиспользована, вследствие чего целесообразно погруже-
ние свай вести при большей высоте падения молота (это уменьшит
время погружения свай).
Наоборот, при Нстф < 19,5 МПа имеет место нарушение условия
бездефектного погружения свай, так как N > ЫПр (так, например,
93
при RCT ф = 18 МПа получим 460 > 250). Поэтому в этих случаях нельзя
применять запроектированную технологию, так как сваи будут разру-
шаться, и, следовательно, в целях их сохранения необходимо умень-
шить высоту падения молота.
В связи с полученными результатами необходимо привести техно-
логию погружения свай в соответствие с прочностью бетона разных
партий свай. Новые предложения по технологии погружения при-
ведены в графе 5: высота ударов молота при погружении принята в
пределах от 0,4 до 2,2 м. Сопоставление N и (графы 6 и 7) пока-
зывает, что везде выдерживается условие бездефектности, т.е. N <
< Nnp. Для данных, приведенных в строке 7, это обеспечено только
применением наголовника с увеличенной до 0,3 м толщиной деревян-
ной прокладки. Для данных варианта 8 дополнительно учтена при рас-
чете N обмазка поверхности свай смазывающим составтом для сниже-
ния сопротивлений грунта. Для всех случаев сохранен некоторый за-
пас выносливости свай в целях учета возможной незначительной неод-
нородности грунта на площадке.
Следует учитывать, что высота подъема молота существенно влияет
на чистое время погружения свай и, следовательно, производитель-
ность. Продолжительность одного ударного цикла 1ц, с, т.е. время
между двумя последовательными ударами, и общее время погруже-
ния сваи t, мин, определялись по формулам:
ние свободного падения: g = 9,8 м/с; t -
tnep = 1-2 с; m- число ударов молота в минуту.
где V - скорость подъема подвесного молота лебедкой: V = 0,5 м/с; g - ускоре-
~	‘	- время на переключение лебедки:
Как видно из табл. 14 (графа 9), увеличение высоты падения молота
с 1,2 до 2,2 м позволяет экономить — 38 — 30 - 8 мин чистого време-
Таблица 14. Результаты расчетов по уточнению вариантов технологии
погружения при разной прочности бетона свай
№ ва- рианта	Кст.ф’ МПа	Проектные предложения		Уточненные предложения				
				Н,м	Nnp	N	m	t, мин
		o/R ' ст	Nnp					
	2	3	4	5	6	7	8	9
1	26-27	0,92	1350	2,2	400	250	8,5	30
2	24-26	1,00	760	1Л	560	367	10,7	34
3	23-24	1,06	650	1,2	650	460	12,2	38
4	21-23	1,14	500	1,1	600	500	12,8	40
5	19-21	1,28	350	0,6	1000	920	16,7	55
6	17-19	1,39	250	0,4	1400	1376	19,3	71
7	15-17	1,60	140	о ,5	1380	1200	16,7	72
8	14-15	1,80	80	0,5	1050	1000	16,7	60
94
ни на погружение каждой сваи. В этом состоит преимущество свай с
повышенной прочностью бетона и ударостойких свай, например со ста-
лефибробетонной головой. Наоборот, для свай с низкой прочностью
бетона необходимость снижения высоты падения молота до 0,5 м ведет
к увеличению продолжительности забивки на 55 — 38 =17 мин. Поэтому
использование таких свай предопределяет резкое снижение производи-
тельности работ.
Таким образом, контроль прочности бетона головы свай перед их
погружением позволяет откорректировать условия их погружения и
тем самым обеспечить как бездефектность, так и наибольшую произ-
водительность работ.
Пример прогнозирования процесса погружения свай
по данным динамического зондирования
Прогнозирование выполняется при использовании упругопласти-
ческой модели грунта по формуле (5.1).
Исходные данные; молот С-ЗЗО; Q = 2,5 т; Н = 2,2 м; qH =0,6 т; =0,4QH =
= 0,4 • 2,5 • 2,2 = 2,2 тс- м (22 кДж) ; свая С16-35; F = 0,122 м2; и = 1,4 м; q =
= 4,95 т; зонд с =0,06 т; Н3 =0,8 м; Эр3 = 0,06*0,7 = 0,048 тс*м (0,48 кДж);
F =0,0043 м^ (установкаУБП-15).
Грунтовый массив расчленяется на слои, соответствующие слоям на графике
стандартного динамического зондирования (см. рис. 29).
Слой 1. 0 - 1,4 м, 1| =1,4 м.
Зондирование ведется с двумя штангами по 1,5 м массой 2* 8,9 = 18 кг..
Определяем по графику количество ударов по зонду для пробивки i-ro слоя
по соотношению:
ш	Ь<10)
10 ударов - П|
к
10-
i
(5.3)
где - осадка зонда от залога в 10 ударов, м; 1| - толщина i-ro слоя грунта
при данной осадке зонда; - количество ударов по зонду для пробивки i-ro
слоя h<10) = 0,33 м (по графику зондирования рис. 29).
Определяем по кодограмме (кривая 2) или по формуле (5.3):
10-1,4
«31 —азз~ =43 удара-
По формуле (3.10) при с =0:

95
По формуле (3.15) при 7? =0,65 и Ф -1:
Ej =пз^кх^?%т?зф;
43*0,048* 1*0,86*0,65*1
’Sxl 
= 192 тс/м2 (1920 кПа).
0,0043* 1,4
При этом q3 - масса зонда (2 кг), два звена штанг (18 кг), направляющая ра*
ма (57 кг), наголовник (4,0 кг) =81 кг;	=\4),060/0,081 =\/о»74 =0,86.
О о
Сопротивление по боковой поверхности
нем значении Ь =0,012 : fflj =bR&j,
определяем по формуле (3.34) при сред-
= 0,012* 192 = 2,3 тс/м2 (23 кПа). Общее
динамическое сопротивление призматической сваи определяется по формуле
(3.1):	1	4
р j = V1 + Р1 = V + ^д! ~Т~ = 192‘ °’122 + 1>4' 2’Ц-- =
Хг	л*
= 26 тс (260 кН).
Количество ударов молота для пробивки i-ro слоя грунта определяется по
формуле (5.1):
РЛ
п =-----------------------------,
^i Qi 3pi^i—°»5Pici
где k = 1,5 (по табл. 1 или 10); VQ/41= V2,5/4,95 =\/о,51 =0,72.
КПД удара молота по формуле (2.10) при С1 - 0
Q+ 0,2 (q+ q„)	2,5 + 0,2 (4,95 + 0,6)
72 =----------------=---------------------= 0,45.
Q +q+QH	2,5+4,95+0,6
Тогда kv^/qpp?? = 1,5 • 0,72 • 2,2 * 0,45 = 1,069 тс • м (10,69 кДж); показатель
консистенции грунта 0,8; с =0,02 м (по табл. 7);
26 1,4
П- =-------------------= 45 ударов.
1,069-0,5* 26-0,02
Слой 2.1,4-3,0 м, I2 = 1,6 м.
Зондирование ведется тремя штангами по 1,5 м массой 3 • 8,9 = 27 кг; ЬУ® =
_ 10 4Г6___________________________________* о
= 0,91 м (по графику рис. 29) ;	“18 УДаР°в5 V “ 0,62; Ф -0,92;
Qj =2 + 27 + 57 + 4 =90 кг =0,09 т; y/Qlq =\4),06/0,09 = 0,81;
18 0,048' 1-0,81-0,62-0,92
Rjj2-----------------------------
0,0043-1,6
=58 тс/м^ (580 кПа);
96
f , = 0,012- 58 = 0,7 тс/м2 (7 кПа);	= 1,0 (по рис. 29); с = 0,02 м;
Ц	1,6
Р2 S Rft2F + uffll1l+UfH2“2_“ = 58-0,122 + 1,4-2,3-1,4 + 1,4-0,7-—- =12,4тс
(124 кН);
12,4-1,6
п -----------------------=21 удар.
7	1,069 - 0,5-12,4*0,02
Слой 3. 3,0-5,0 м, 13 =2,0 м.
Зондирование ведется четырьмя штангами по 1,5 м массой 4* 8,9 = 36 кг;
10-2,0
hyu' = 0,54 (см. рис. 29);	3 =   	= 37 ударов по зонду; ^=2 + 36 + 4 +
+ 57 =100 кг; \^7q=O,775; П=0,58; ф =0,92 [70];
37- 0,048 • 1 * 0,775 • 0,58-0,84
^з ~
=78тс/м2 (780кПа);
0,0043- 2,0
f = 0,012* 78 = 0,94 тс/м2 (9,4 кПа);
дз
L
Р3 =Rfl3F +uffll1l+ Uf«212+ 4l3 ~2 ~
= 78* 0,122 +1,4* 2,3-1,4 +1,4* 0,7-1,6 +
2
+ 1,4*0,94-----= 21 тс (210 кН);
2
= 0,46 (по рис. 29); с = 0,032 м (рис. 7);
21’ 2
--------------------= 56 ударов.
1,069-0,5-21-0,032
По подученным значениям П| строится кодограмма (рис. 29, кривая 4); N =
= 5П| - 45 + 2J. + . . . Фактическая и расчетная кодограммы показывают на коро-
шее соответствие. Подобные же результаты были получены на нескольких объек-
тах.
Пример прогнозирования процесса погружения свай
в пластичномерзлые грунты
Расчеты выполнены при пластической модели грунта (с = 0). Динами-
ческие сопротивления грунта определялись приближенно по расчетным
сопротивлениям грунтов R и f по табл. 1 и 2 СНиП 11-17—77 по форму-
лам (3.1) и (3.39), в зависимости от показателя консистенции J^.
97
Число ударов на каждый метр погружения сваи
О 50	100	150	200
Осадка зонда от залога в 10 ударов,см
9П 4/7 КО 00
Количество ударов
Рис. 29. Картограмма прогнозирования процесса погружения сваи по данным
динамического зондирования
1, 2 - график и ходограмма погружения зонда; 3, 4 - фактические график и хо-
дограмма погружения сваи; 5 - расчетная ходограмма
1000
Рис. 30. Кодограммы процесса погру-
жения сваи С10-30 в вечюмерзлый
грунт
Т - суглинок талый; II - глинистый
грунт т = -0,5°С, W = 0,26; Ш - гли-
нистой грунт, т = -0,2° С, w -0,12; 1 -
факта чески замеренная ходограмма при
погружении сваи №4 подвесным моло-
том Q = 3,6 т; прогнозируемые (расчет-
ные) ходограммы при погружении сваи
моЛбтами; 2 - подвесным Q = 3,6 т;
3 — дизельным штанговым С-330., Q =
= 2,5 т; 4 - дизельным трубчатым
С-953, Q=3,5 т
98
Исходные данные взяты из работы [4]: молот подвесной Q = 3,6 т; Н =0,8 м;
Э = 0.9QH = 0,9 • 3,6 • 0,8 = 2,6 тс - м (26 кДж); свая С10-30; F = 0,09 м2; и =
=1,2 м; q=2,28 т; Од =0,6 т. Грунты показаны на рис. 30.
Слой 1. 0-2,3 м, 1| =2,3 м.
Суглинок талый: W=0,26; 1^ = 0,3;	=1,15 м; =200тс/м^ (2000 кПа);
£д1 = 3,0 тс/м^	(30 кПа);
1	2,3
P;=R,{F + uSfJf,P1 =RhiF + uf , --- = 200-0,09+ 1,2-3-’— = 22 тс
1 д1	ди 1	д1 д1	2	2
(220 кН).
Количество ударов для пробивки слоя определяется по формуле (5.1)
Q/q= V3,6/2,28 = 1,25; 1)
22- 2,3
---------= 57 ударов
0,89
3,6 + 0,2(2,28+0,6)
3,6 + 2,28 + 0,6
=0,55 [по формуле (2.10)]
при Чур = 0, к = 0,5 (по табл. 1 и 10).
Слой 2. 2,3-5 м, Ц =2,7 м.
Глинистый грунт (алевролит) : W = 0,20; Т = -0,5оС; 62 = 6,0 (см. табл. 7);
=0,2;	=3,8 м; Rj =300тс/м2 (3000 кПа); ffl2 =5,3 тс/м2 (53 кПа);
=VF -Wi
Лл
2Д
= 300-6-0,09+1,2-3-2,3 +1,2’5,3 ---= 180 тс
2
(1800 кН);
180-2,7
0,89
= 546 ударов.
Слой 3.5-7 м, Ц =2,0 м.
Алевролит: W = 0,15; т = -0,2°С;	= 2,5 (по табл. 7);	= 0,2; Ц = 6 м;
Кд3 =410 т/м2 (4100 кПа); *дз = 5,8 т/м2 (58 кПа);
I3
Р3 =R 3®F + uf Л + uf^ + uffl3-— = 410 2,5 0,09+ 1,2-3-2,3 + 1,2х
2
2
х5,3- 2,7 + 1,2- 5,8 — = 115 тс (1150 кН);
2
115- 2
=---------= 258 ударов;
3	0,89
99
N=ZZri| = 57 + 546 + 258 + 861 при фактическом Кф = 792 удара.
Фактическая и расчетная кодограммы приведены на рис. 30 и показывают удов-
летворительное соответствие. На рис. 30 также показаны расчетные ходо1раммы
погружения сваи дизель-молотами: штанговым с Q = 2,5 т и трубчатым с Q=3,5 т,
которые показывают на высокую эффективность штанговых молотов в пластич-
номерзлых грунтах.
3. ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ВИБРОПОГРУЖЕНИЯ
СВАЙ И ОБОЛОЧЕК
Практические расчеты по прогнозированию процесса вибропогруже-
ния свай и оболочек были выполнены на нескольких объектах. Рассмот-
рим основные случаи.
Пример прогнозирования вибропогружения свай
с закрытым нижним концом
Расчет процесса вибропогружения свай выполнен при упругопласти-
ческой модели грунта по формуле (2.18) при qr₽ =0. Динамические со-
противления определялись по расчетным сопротивлениям R и f по табл. 1
и 2 СНиП П-17—77 и по формулам (3.1) и (3.39) в зависимости от J^.
Исходные данные: сваи СП-35; q = 3,42 т; и = 1,4 м; F = 0,12 м; грунты су-
песи и суглинки пылеватые (см. рис. 31); вибропогружатель ВП-1; G = 19 т;
2ТГП	1
=420 об/мин = 7 об/с; = 4,5 т; СО =	---=44с К =0,093тм
(0,93 кНм); масса вибросистемы =%л + Ч+ % =4>5 + М + °»6 =8»5 т-
Амплитуда колебаний вибросистемы определялась по формуле (2.15) при
Д = 1, а затрачиваемая мощность — по формуле (2.22):
К	0,093	Cpg 192 9,81
А =-----=--------= 0,011 м; W=----------=----------------= 30,2 кВт.
Q	8,5	7tQ<£>	3,14-8,5 -44
Время погружения определялось по формуле (2.18):
к(3в Р Ч
i [(0,5kW| +2кОв|А|Пь£—	+ 0,5P6ic6Ai
Слой 1.0—2,0 м, lj -2,0 м.
Насыпной грунт:	= 80 тс/м2 (800 кПа); fj = 1,2 тс/м2 (12 кПа), kg -4
(по табл. И),	= 1,2 : 4 =0,3 тс/м2 (3 кПа); с =0,015 м (по номограмме
рис. 7); с^ =0,003 м (по п. 2 di. II);
Ч	2
Pl =RnlF +ufnl-------=80-0,12 + 1,4-0,3----= 9,76 + 0,42 = 10,2тс
rt 2	2
(102 кН);
100
[(0,5- 3 + 2' 8,5- 0,011- 7-2- 0,42 .0,011*7) - 0,5- 9,76- 0,015- 7] + 0,5 -0,42*
х0,003- 7
3,40
------= 1,52 с.
2,24
Слой 2.2—7 м, Ц —5 м.
Супесь илистая: JL = l,0;	=0,8тс/м2 (8 кПа); Иц =100тс/м2 (1000кПа);
1% =4;	=0,8 :4 =0,2 тс/м2 (2 кПа); остальные показатели те же, что в слое I;
5
Р2 = 100- 0,12 + 0,84 + 1,4- 0,2-= 12 + 0,84 + 0,7 = 13,54 тс (135,4 кН);
2
(13,54-8,5) -5
[(0,5- 3 + 2*8,5-0,011- 7-2-1,54-0,011- 7) - 0,5-12*0,015-7] + 0,5х
-------------= 13,4 с.
х1,54- 0,003-7
Слой 3. 7-8 м, 13 =2,0 м.
Песок пылеватый средней плотности : f3 = 3,2 тс/м2 (32 кПа);	= 140 тс/м2
(1400 кПа); kg = 4;	=3,2 : 4 = 0,8 тс/м2 (8 кПа); остальные показатели те
же; с =0,02 м;
1,0
Р, = 140-0,12 + 0^84 + 1,4-0,8------=16,8 + 2,8 = 19,6тс (196кН);
3	2
(19,6 - 8,5) • 1
к —	—	*
((0,5- 3 + 2- 8,5• 0,011 -7 + 2- 2,8-0,011- 7) - 0,5-16,8-0,02-7] + 0,5- 2,8х
---------=9 с.
х0,003 • 7
101
Слой 4. 8-10 м, 14 =2,0 м.
Суглинок пылеватый и глина ленточная: Jj^=0,4; R&4 = 240 тс/м^ (2400 кПа);
f4 = 2,6 тс/м^ (26 кПа); kg = 3; ffl4 = 2,6 : 3 = 0,9 тс/м^ (9 кПа); остальные по-
казатели те же; с = 0,015 м;
2
’Р4 = 240-0,12+ 0,84+ 1,4+ 1,12+ 1,4-0,9--= 29,3 + 4,62 = 34 т (340 кН);
(34,0 - 8,5)- 2
4	[(0,5-3 + 2- 8,5-0,011-7 + 2-4,62 0,011-7) -0,5-29,3 0,015-7) +0,5х
---------------= 81 с;
х4,62-0,003-7
T = Sti = 1,5 + 13,4+9 + 81 = 105 с = 1,8 мин.
По полученным результатам построена расчетная кодограмма (см. рис. 31). В
результате расчетов по прогнозированию процесса погружения можно сделать вы-
вод, что сваи СИ-35 могут быть погружены вибропогружателем ВП-1 на глубину
10—11 м; чистая продолжительность погружения около 2 мин, а с учетом разгона
вибропогружателя 4-6 мин. Фактическое время погружения свай 2-7 мин.
Пример прогнозирования процесса вибропогружения
свай-оболочек
Прогнозирование процесса вибропогружения свай-оболочек рассмот-
рим на примере фундамента опоры моста через р. Неву [48]. Расчеты
по формуле (2.18) позволили построить кодограммы погружения обо-
лочек вибропогружателем ВП-170 при различных технологических схе-
мах работ (рис. 32): без извлечения грунта из полости оболочки (схе-
ма I); при погружении элементами по 1 м с извлечением грунта до уров-
ня ножа оболочки (схема II); при погружении элементами по 2 м и с
опережающим извлечением грунта ниже ножа на высоту элемента (схе-
ма 1П).
Единственно возможным для применения на практике оказался ре-
жим вибропогружения с опережающим извлечением грунта (схема III).
Спустя два месяца после выдачи строителям данных расчетов по прогно-
зированию были произведены погружения свай-оболочек. Как и было
предсказано (см. рис. 32), технологические схемы I и II удалось осу-
ществить только в верхней толще слабых грунтов; дальнейшее погру-
жение осуществлялось по схеме Щ. Фактические кодограммы погруже-
ния свай хорошо совпали с расчетными.
Исходные данные: сваи-оболочки d = 1,6 м; = 1,32 м; 6 =0,14 м; и =
= 5,02 м; ивн =4,15 м; Fq =0,64 м^; q = 1,56 т/м; L"32 м; вибропогружатель
ВП-170; К =0,51 тс (5,1 кНм); G = 100t (1000 кН); П«408; 475; 550об/мин;
п* = 6,8, 7,9 и 9,2 об/с; W = 2япв; О) =42,7,53,7 и 62,6 с'1; W„ = 160 кВт; qe„ =
в	и	цц
102
Рис. 32. Кодограммы вибропогруже-
ния свай-оболочек
I, If, Ш - прогнозируемые; 7, 56,58,
61, 64 - фактические номера обо-
лочек; 1 - погружение без извлече-
ния грунта; 2 - то же, с извлечением
грунта из полости оболочки
= 13,3 т; qH =3,0т; грунты - суглинки, глубина воды 9 м (рис. 32); виды грунтов
определены бурением, а состояние - лабораторными испытаниями.
Динамические сопротивления грунтов R& и f определяются по табл. 1 и 2
СНиП П-17-77, а прогнозирование процесса вибропогружения осуществляется
при пластической модели грунта (с =0, с^ =0, q^ =0, к=0,5) по формуле (2.18).
Технологическая схема I. Оболочка погружается в слабый грунт на предель-
ную глубину 12 м с грунтовым сердечником, т.е. без извлечения грунта из полости.
Слой 1.0-9 м, =9,0 м.
ВП-170; А =К/(^ =0,51/44 =0,012 м.
Устанавливаются краном и погружаются первые три секции оболочек по 6 м:
3- 6 = 18 м; q = 1,55 т/м; Ц, = 13,3 + 1,55- 18 + 3,0 =44 т (440 кН); G = 100т;
IL =6,8об/с; СО=42,7 1/с;
G2g 1002- 9,8
W, =--------------=-------------= 16,6>0,6 W = 0,6-16,0 =
irQ'co 3,14-44-42,7
D
= 9,6 тс* м/с (96 кВт).
Принимаем Wj =9,6 тс> м/с.
Грунт - текучепластичный супшнок; = 0,75; k^ = 3,0; Т = 4,5 м;
= 80 тс/м2 (800 кПа); ij = 1,65 тс/м2 (16,5 кПа); f’ = 1,65 : 3 = 0,55 тс/м2
(5,5 кПа).
Погружение с грунтовым ядром: . =9,0 м;
Pi-FfliFO + и^дА +	i»
Р1 = Рл1 +Р61 +Рб.вд 1 =RfllFo+ ^д!	+ %fnl ----- = 80'0,64 +
2	2
9	9
+ 5,02- 0,55 -+ 4,15* 0,55 --= 51 + 22,7 = 73,7 т (737 кН);
2	2
103
(Pi
i 0,5 kW- +
(73,7-0,5 44)-9
--------------------------------------------------= 162 c = 2,7 мин.
0,5- 0,5- 9,6 + 2-0,5-51-0,012- 6,8 - 2-22,7 0,012 -6,8
Слой 2.9—12 м, =3,0 м.
Наращиваем остальные три секции оболочки: (1- 6 + 2-4) -14 м; q = l,55 (18 +
+ 14) =49,6 тс; (^ = 13,3 + 3 + 49,6 = 66 тс; параметры ВП470 те же; А =0,51/
/66 =0,008 м;
1002 9.8
W, =--------------= 11,1 >0,6 W = 9,6.
3,14-66-42,7
Принимаем = 9,6 тс-м/с (96кВт).
Грунт - пластичный суглинок: = 0,6; kg =3; 1 = 10,5 м; погружение с грун-
товым сердечником; 1^ 2 = 12 м; = 90 тс/м^ (900 кПа); f2 = 1,9 т/м^
(19 кПа); Сд2 =1,9/3 =0,63 тс/м2 (6,3 кПа);
Р2 Рл2 + (Р61 * Рб.цнР + ^62 + Рблн 2^ !Wo * ^д!1! *	*
12 12
+ (и£д2-2~+ ицн£Д2"2-) = 9О’°’64+ (5,02-0,55-9+ 4,15-0,55-9) + (5,02х
3	3
хО,63 — + 4,15- 0,63----) =57,6 + 54,05 = 111,65 тс (1116,5 кН);
2	2
(111,65 — 0,5-66)-3
2,40 + 3,50 - 2 • 54,05- 0,008-6,8
= 2156 с = 36 мин.
Во избежание разрушения.оболочки во время погружения должно осущест-
вляться аэрирование, т.е. подача сжатого воздуха й полость оболочки.
Технологическая схема П. Оболочка далее должна погружаться в плотные
грунты, поэтому грунт из полости извлекается до глубины 12 м. Погружение ве-
дется заходками по 2,0 м с извлечением каждый раз образовавшегося грунтово-
го сердечника до уровня нижнего конца (ножа) оболочки.
Слой 3.12—14 м, 1^ -2,0 м.
Все параметры ВП-170 те же, что и в слое 2.
Грунт - суглинок полутвердый:	0,1; 1 = 13 м.
В связи с извлечением грунтового сердечника удельное лобовое сопротивле-
ние определяется^'формуле (3/7):
Rf= 0,5(Rji + RjP ; Rj ! = 730тс/м2 (7300кПа);
104
Rj 2 = 200 тс/м2 (2000 кПа); Rj 3 = 0,5 (730 + 200) = 465 т/м2.
По этой же причине в связи с уменьшением бокового обжатия у ножа оболоч-
ки в результате извлечения грунта коэффициент снижения бокового сопротив-
ления увеличивается в 1,5 раза при прохождении этого слоя: kg = 1^*3 =4,5;
fj =9,0 тс/м^ (90 кПа)', £д $ =9/4,5 =2,0тс/м^ (20 кПа);
Р3 * РлЗ + Р61 + Р62 + (РбЗ + рб.вл 3> ^0 + Чп1! +	+
+ (ufn3-~-+	= 465-0,64 + 5,02-0^5-9 + 5,02-0,63-3 +
2	2
+ (5,02-2,0 -——+4,15-2,0——-) = 297,6 + 56,4 = 354тс (3540кН);
(354 — 0,5-66)-3
2,40 + 3,60 - 2-56,4-0,008' 6,8
963
=------= 5350 с = 89 мин.
0,18
Погружение всего на 2,0 м протекает 89 мин, т.е. очень длительно, что показы-
вает на неэффективность этой технолопш.
Применим другой режим работы ВП-170;	= 9,2 об/с; G = 170 т; W = 62*6
1/с; W =0,8 W„ =0,816 =12,8 тс- м/с (128 кВт);
н
(354 - 0,5-66)- 3
0,5- 0,5' 12,8 + 2-0,5- 66-0,008- 9,2 - 2- 56,4-0,008- 9,2
963
— 0,24
Знак минус в знаменателе показывает, что время погружения стремится к бес-
конечности, т.е. погружения не происходит. Таким образом, расчет еще раз под-
тверждает, что режимы с более высокими частотами менее эффективны для
погружения оболочек.
Технологическая схема ЦЕ Дальнейшее погружение оболочки ведется заход-
ками по 1-2 м при опережающем извлечении грунта из полости на глубину за-
ходки по размеру внутреннего диаметра оболочки.
Слой 3.12-14 м, Ц =2,0 м.
Показатели работы ВП-170 такие же, что и при технологической схеме I.
При опережающем извлечении грунта лобовое сопротивление определяется
по формуле (3.8): Рд£ =Г|115|;	=30 т/м2 (300 кПа).
Толщину стружки резания принимаем несколько выше толщины стенки обо-
лочки: 6^ =0,4 м; Рдз =30- 5,02 - 0,4 = 60 тс (600 кН); fj =9,0тс/м2 (90кПа);
kg =1,5- 3 =4,5; f - =9/4,5 =2,0 тс/м2 (20 кПа);
2
Р3 =Рл3 + Рб1 + Рб2 + Рбз =60 + 5,02- 0,55- 9 + 5,02- 0,63-3 + 5,02-2- -^- =
=60 + 45,4 = 105,4 т (1054 кН);
(105,4 - 0,5-66)-2	144,8
=--------------------------------=---------= 137 с = 2,3 мин.
3	2,40 + 3,60 - 2 • 45,4- 0,008 • 6,8	1,06
105
Опережающее извлечение грунта привело к резкому повышению эффектив-
ности погружения оболочки.
Слой 4.14-15 м, 14 =1,0 м.
Показатели работы ВП-170 те же; Wm„v = 0,8W„ = 123 тс -м/с (128 кВт);
ИмХЛ.
грунт - суглинок полутвердый: = 0; Г = 40 т/м2 (400 кПа); Рдд = 1^118^ =
= 40 • 5,02 • 0,4 = 80,32 тс (803,2 кН) ; f4 = 12,5 тс/м2 (125 кПа); kg = 13 * 3 =
=4,5; f 4 = 123/43 =2,8 тс/м2 (28 кПа);
Р4 = Рл4 + (Р61 + Рб2 + РбЗ + Рб4} = 80’32' * (24’85 + 9’49 + “«в® + 5>02’2>8х
х——— ) = 80,32 + 61,46 = 142 тс (1420 кН);
2
(142-0,5-66)-1	109
t. =---------------------------=---------= 991 с = 16,6 мин.
3,2 + 3,6 - 2- 61,46' 0,008- 6,8	0,11
В связи с большим боковым сопротивлением погружение сильно замедлилось
и дальнейшее потружение по этой технологии невозможно.
Технологическая схема 1У. Погружение ведется так же, как и по схеме III,
но с применением бокового подмыва в зоне прочных грунтов, т.е. при 12 м.
Слой 5.15-17 м, =2,0 м.
Показатели работы ВП-170 те же.
Грунты - суглинки твердые:	= -0,1;
= r^uS- = 40 • 5,02 • 0,4 = 80,3 т.
В связи с подмывом показатель консистенции повышаем на 0,2—0,3. Для слоев
4 и 5 м: JL = -0,1 + 0,3 =0,2; 1 =16 м; f5 =7,3тс/м2 (73 кПа); kg =4,5;	=
= 7,3/43 =1,6 тс/м2 (16 кПа). Для слоя 3 м: Jj^ = 0,1 + ОД =0,3; L = 13 м; Tj =
=4,8 тс/м2 (48 кПа); kg = 4,5; ffl3 =4,8/43 = 1,07 тс/м2 (10,7 кПа);
Р5 = Рл5 *	+ Рб2 * РбЗ + Рб4 + Рб5> =80’3 + <24’85 + 9’49 + 5>02’1’07'2 +
+ 5,02-1,6-1+5,02-1,6——) =80,3+ 61,15 =1413 тс (1415 кН);
*
(141,5 -0,5-66)- 2
__	_ ___ -	_ мм мм
3,2 + 3,6 - 2’61,15- 0,008- 6,8
------= 1447 с = 24 мин.
0,15
Дальнейшее погружение будет возможно только при многоярусном подмыве,
т.е. по всей погруженной длине оболочки. Расчеты выполняются аналогично. При
недостаточности и этого мероприятия следует перейти на погружение спаренными
вибропогружателями ВП-170.
4	ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ
ПРИМЕНЕНИЯ БЕЗДЕФЕКТНОЙ ТЕХНОЛОГИИ
Разработанная методика прогнозирования технологии бездефектно-
го погружения сваи позволяет полностью отказаться от проведения проб-
ной забивки свай и заранее, т.е. еще на стадии проектирования, расчет-
106
ным путем правильно выбрать класс свай по ударной стойкости, свае-
погружающее оборудование, предусмотреть все мероприятия, предотвра-
щающие возникновение дефектов, разрушение и недобивки свай при
погружении, и обеспечить оптимальное или близкое ему решение по
сооружению свайного фундамента.
В связи с этим обеспечивается погружение свай практически под од-
ну отметку, что исключает необходимость забивки дублей, срубки и
уборки голов свай и позволяет применить эффективные сборные рост-
верки (вместо мнолитных), повышается производительность и качест-
во работы, уменьшается износ оборудования, а также продолжитель-
ность сооружения свайных фундаментов. При этом исключается необ-
ходимость неоднократной смены оборудования при его подборе и
опробовании, что связано с затратами на перевозку, монтаж и демонтаж
оборудования, а также большим износом его. В целом повышается ка-
чество проектной документации, а также качество и надежность свайных
фундаментов.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Абрамов В.Е. О количественной оценке недопогружения свай. Фундаменто-
строение в сложных грунтовых условиях. Алма-Ата, Госстрой СССР, 1977. С. 74—
75.
2.	Александров Е.В. и др. Прикладная теория и расчет ударных систем. М.:
Недра, 1969.201с.
3.	Андреева Л.В. Применение волновой теории к исследованию процесса по-
гружения свай //Транспортное строительство, 19/5, № 4. С. 22—24.
4.	Ануров Е.В. Из опыта возведения свайных фундаментов на Дальнем Восто-
ке. Труды ХабИИЖТ, вып. 31. Хабаровск, ХабИИЖТ, 1968. С. 92-99.
5.	Бабичев З.В., Рыжков И.Б. Повышение качества и эффективности свайных
работ //Повышение качества работ нулевого цикла. — Л.: ЛДН111, 1977. С. 19—24.
6.	Баженов Ю.М Бетон при динамическом нагружении. - М.: Стройиздат, 1970.
272 с.
7.	Баркан Д.Д. Виброметод в строительстве. - М.: Стройиздат, 1959. 315 с.
8.	Баркан Д.Д. Исследование сопротивления погружению свай динамическими
нагрузками //Труды НИИОСПа, вып. 67. - М.: Стройиздат, 1976. С. 46-54.
9.	Бахолднн Б.В. О величине напряжений в сваях при забивке //Основания,
фундаменты и механика грунтов, 1967, №2. С. 12-15.
10.	Бахолднн Б.В. Сопротивление глинистых грунтов при погружении свай //
//Свайные фундаменты. Киев.: Будгвельник, 1971. С. 3-7.
11.	Васильевский Ю.И. Динамический расчет свЬй при забивке. Изв. вузов.
Строительство и архитектура, 1972, № 8. С. 131-137.
12.	Вопросы геотехники //Труды ДИИТа, сб. 6. - М.: Транспорт, 1963. 210 с.
13.	Вязовикин ВЛ. Теоретические исследования процесса удара дизель-моло-
та //Труды ВНИИСтоойдормаша, вып. 84. - М.: Стройиздат, 1979. и. 3-9.
14.	Герсеванов Н.М. Свайные основания и расчет фундаментов сооружений //
//Собр. соч., т. 1. - М.: Стройиздат, 1948. 324 с.
15.	Голли' А.В., Сурова И.К. Исследование распределения деформаций в го-
ловной части сваи при ударе //Труды ЛИСИ, вып. 112. - Л.: 1976. С. 39-44.
16.	Гончаров Б.В. Методика выбора молота и расчета времени при погруже-
нии свай. - JL: ЛДНТП, 1977.
17.	Гончаров Ю.М. и др. Производство свайных работ на вечномерзлых грун-
тах. - М.: Стройиздат, 1972.188 с.
18.	Горюнов Б.Ф. Напряжения, возникающие в сваях во время забивки //Тру-
ды ЦНИИМФ. вып. 5. - М.: Изд-во Морского флота, 1951. С. 8—21.
107
19.	Далматов Б.И., Лапшин Ф.К., Россяхин Ю.В. Проектирование свайных фун-
даментов в условиях слабых грунтов. — Л.: Стройиздат, 1975. 240 с.
20.	Деллос К.П. КераМзитобетон в мостостроении. - М.: Транспорт, 1976.184 с.
21.	Докучаев В.В., Маркин К.Ф. Свайные фундаменты в вечномерзлых грун-
тах. - Л.: Стройиздат, 1972. 174 с.
22.	Ерошенко В.Н. Свайные фундаменты в пластичномерзлых грунтах. - Л.:
Стройиздат, 1972.174 с.
23.	Зеленин А.Н. н др. Машины для земляных работ. - М.: Машгиз, 1975.324 с.
24.	Инструкция по проектированию свайных фундаментов из составных свай в
слабых трунтах Кузбасса. ВСН бО—75. Новосибирск, 1975. — 37 с.
25.	Исследование вибрационного и виброударного погружения свай //Труды
ВНИИТСа, вып. 717 Под ред. А.С. Головачева. - М.: Транспорт, 1968.186 с.
26.	Исследование процесса виброударного погружения и несущей способности
свай //Труды ВНИИГСа, вып. 17. - Л.: Стройиздат, 1964.112 с.
27.	Казей И.И., Польевко В.П. Продольные усилия, возникающие в железобетон-
ных оболочках при их погружении //Труды ВНИИТСа. вып. 45. - М.: Транспорт,
1962. С. 8.
28.	Каншин А.А., Плуталов А.С. Расчет свай по волновой теории. Сообщение 26.
Днепропетровск: ДИСИ, 1930. 89 с.
29.	Конаш В.Е. Свайные фундаменты в условиях островного распространения
вечномерзлых грунтов. - Л.: Стройиздат, 1977.207 с.
30.	Корчинский И.Л., Беченева Г.В. Прочность строительных материалов при
динамических нагрузках. - М.: Стройиздат, 1966. 212 с.
31.	Лычко Ю.М., Кулачкин Б.И. Зонд и система регистрации для оценки показа-
теля динамического зондирования //Основания, фундаменты и механика грунтов.
1978, №3. С. 29-31.
32.	Могильников Д.А. Фундаменты из бурозабивных свай на вечномерзлых
грунтах //Промышленное строительство, 1971.№ 3. С. 17-18.	____
33,	Новожилов Г.Ф. Бездефектная технология погружения свай. - Л.: ЛДНТП,
1983. 30 с.
34.	Новожйлов Г.ф. Особенности деформации различных глинистых грунтов
около забивных свай //Труды ЛИИЖТа, вып. 319. — Л.: Транспорт, 1970. С. 49—59.
35.	Новожилов Г.Ф. к вопросу повышения точности определения несущей спо-
собности свай по данным статического зондирования //Труды 1П Всесоюзного со-
вещения по основаниям и фундаментам. Киев, 1971. С. 328—331.
36.	Новожилов Г.Ф. Некоторые особенности организации и технологии свайных
работ и выбора оборудования //Труды ЛИИЖТа. вып. 247. - Л.: Транспорт, 1966.
С. 177-187.
37.	Новожилов Г.Ф. Выбор оптимальных конструкций свай и технологи! их
сооружения в вечномерзлых грунтах БАМ //Проектирование, строительство и
эксплуатация БАМ. - Л.: Транспорт, 1978. С. 113-115.
38.	Новожилов Г.Ф. Предложения по определению технико-экономической
эффективности применения различных типов свай в вечномерзлых грунтах //
//Вопросы повышения экономической эффективности строительства желез-
ных дорог. - Л.: Транспорт, 1978. С. 86-90.
39.	Новожилов Г.Ф. Обеспечение бездефектного погружения свай //Бетон и
железобетон, 1981. № 1. С. 38-39.
40.	Новожилов Г.Ф. Выбор рационального сваебойного оборудования и прогно-
зирование процесса бездефектного погружения свай в пластичномерзлые грунты //
//Механизация строительства, 1981. № 3. С. 16-18.
41.	Новожилов Г.Ф. Определение погружающей способности свайных молотов //
//Строительные и дорожные машины, 1981, № 10. С. 24—26.
42.	Новожилов Г.Ф. Энергетический метод расчета глубины и времени вибра-
ционного погружения свай //Транспортное строительство, 1983. № 5. С. 13.
43.	Новожилов Г.Ф. Ударная стойкость свай различной конструкции //Бетон и
железобетон, 1984. № 2. С. 11—13.
44.	Новожилов Г.Ф. Совершенствование контроля ударной стойкости свай //
//Методы организации контроля и оценки качества материалов. — Л.: ЛДНТП,
45.	Новожилов Г.Ф. Определение сопротивлений грунтов и несущей способ-
108
ности свай по данным динамического зондирования //Фундаментостроение в уело*
виях слабых и мерзлых грунтов. - Л.: ЛИСИ, 1983. С. 69—80.
46.	Новожилов Г.Ф. Определение" несущей способности свай, погруженных
вибровдавливанием //Повышение качества нулевого цикла. - Л.: ЛДНТП, 1977.
47.	Новожилов Г.Ф. Определение энергии сваебойного снаряда при прогнозиро-
вании процесса бездефектного погружения свай и оболочек //Энергетическое строи-
тельство, 1983, № 9. С. 42-44.
48.	Новожилов Г.Ф. Прогнозирование процесса вибрационного погружения
свай-оболочек //Транспортное строительство, 1985, № 7. С. 12-13.
49.	Новожилов Г.Ф., Архангельский И.В. Использование данных ударного буре-
ния скважин для определения динамических сопротивлений грунтов //Инженерная
геология, 1986, № 3.
50.	Перлей Е.М., Цукерман Н.Я. Трубчатые железобетонные сваи и колодцы-
оболочки. - Л.: Стройиздат, 1969. 201 с.
51.	Попов Б.П. Определение несущей способности одиночных свай по результа-
там динамических испытаний. - М.: Стройиздат, 1949.81с.
52.	Протодьяконов Г.П. О свайных опорах мостов в суровых климатических
условиях //Транспортное строительство, 1979, № 3. С. 18—20.
53.	Пальчиков Ю.В. Исследование работы сталеполимербетонных свай. Авто-
реф. канд. техн. наук. Воронеж: ВИСИ, 1981.22 с.
54.	Ребрик Б.М. Ударно-вибрационное зондирование грунтов. - М.: Стройиздат,
1979.148 с.
55.	Ребрик Б.М. Развитие теории ударного бурения грунтов //Труды ПНИИИСа,
вып. 37. — М.: Стройиздат, 1975. С. 38и^7.
56.	Родов Г.С., Лейкин Б.В. Ударостойкие забивные сваи с применением стале-
фибробетона. - Л.: ЛДНТП, 1982. 28 с.
57.	Рубинштейн А.Я., Кулачкин Б.И. Динамическое зондирование грунтов. —
М.: Недра, 1984. 90 с.
58.	Руководство по проектированию свайных фундаментов. Госстрой СССР. —
М.: Стройиздат, 1980. 190 с.
59.	Руководство по производству и приемке работ при устройстве оснований
и фундаментов. Госстрой СССР. - М.: Стройиздат, 1977.240 с.
60.	Саар Ф.В. Защита свай-оболочек от разрушения. - М.: Стройиздат, 1979.
164 с.
61.	Савинов О.А., Лускин А.Я. Вибрационный метод погружения свай и его
применение в строительстве. - Л.: Стройиздат, 1960. 250 с.
62.	Свайные фундаменты в промышленном и гражданском строительстве.
Обзорная информация. Минпромстрой СССР. - М.: Стройиздат, 1973.72 с.
63.	Силин К.С., Глотов Н.М. и др. Фундаменты опор мостов из сборных же-
лезобетонных оболочек. - М.: Транспорт, 1958. 200 с.
64.	Совершенствование технологии производства работ нулевого цикла. Мин-
промстрой СССР. НИИпромстрой /Под ред. Б.В. Гончарова.-Уфа, 1981. 230 с.
65.	Сурова И.К. Исследование сопротивления фибробетона удару. Автореф.
... канд. техн. наук. - Л.: ЛИСИ, 1977. х4 с.
66.	Татарников Б.П. Низкочастотные вибраторы. - Л.: ЛИИЖТ, 1964. 18 с.
67.	Технические указания по проектированию и строительству фундаментов
опор мостов из железобетонных оболочек. ВСН 110-64. - М.: Транспорт, 1964.
12 с.
68.	Тикунов П.Р. Отказомер и его применение на свайных работах. - М.: Строй-
издат, 1968. 76 с.
69.	Трофименков Ю.Г., Ободовский А.А. Свайные фундаменты для жилых и
промышленных зданий. - М.: Стройиздат, 1970. 240 с.
70.	Указания по зондированию грунтов для строительства. СН 448-72. - М.:
Стройиздат, 1973.
71.	Цейтлин М.Г., Кошелева А.А. О вибрационном погружении в грунт и из-
влечении из него длинных свай и труб //Основания, фундаменты и механика грун-
тов. 1984. №3. С. 13-15.
72.	Цейтлин М.Г. Об эффективности вибромашин продольно-вращательного
действия для погружения трубчатых свай //Строительные и дорожные машины,
1969. №8. С. 22-23.
73.	Цынский Б.В. Экспериментальные исследования ударно-канатного буре-
109
ния кольцевым забоем ’’клюющим” способом инженерно-геологических сква-
жин //Труды ПНИИИСа, вып. 20. - М.: Стройиздат, 1972. С. 1-15,61-71.
74.	Шаевич В.М., Перков Ю.Р. Исследование сопротивления грунта динамическо-
му погружению сваи //Труды Гипродорнии. вып. 8. - М.: Транспорт, 1974.
75.	Шашков С.А. Определение строительных свойств песчаных грунтов динами-
ческим зондированием //Труды НИИОСПа. сб. 42. - М.: Стройиздат, 1960. С. 62-
71.
76.	Школьников И.Е. О расчетах забивных свай большой длины //Свайные
фундаменты. ЦНИИС. - М.: Транспорт, 1982. С. 45-52.
77.	Юрко Ю.П., Чернов В.К. Экспериментальные исследования внутренних
напряжений, возникающих в сечениях свай при забивке //Труды Красноярско-
го Промстройниипроекта. вып. 17. Красноярск, 1971. С. 98-106.
78.	Allin R.V. Resistance of piles penetration. Spon LTD. 1951. London.
79.	Bulen F.R. A new calculation for the bearing capacity of driven
piles. Proc. Inst. Civ. 1959. May, v. 13. p. 47—72.
80.	Coyle H.M., Bartoskewitz R.E., Korb K.W. Soil resistance -paramet-
res for wave equation analis. Journal of materials. 1972, v. 7. №4,p. 87—96.
81.	Cummings A. Dinamic pile driving formulas. Journal Boston Soc.
Civ. Eng, v. 27. № 1.1940, p. 6-37.
82.	Forehand R.W., Rees LL. Prediction of pile capacity by wave equa-
tion. Proc. ASCE. SM2.1964, v. 90.
83.	Ferahian R.H. Static bearing capacity of piles from dinamic meas-
surements." - Proc. Inst. Civ. Eng. 1977,62. Nov, p. 655—673.
84.	Hanna T. Recent developments in the design and construction
of piles. Ground Eng. 1979, v. 12, N 6,p. 19—31.
85.	Hirsch T.L, Lowery L.L., Coyle H.M., Samson C.H. Pile-driving
analysis by one-dimencional wave theory. Highway research record. 1970.,
№333.
86.	Heerema E.P. Predicting pile driveabylity. Ground Eng. 1980, v. 13,
№3,p. 131-157.
87.	Housel W.S. Michigan study of driving hammers. Proc. ASCE,
SMS, v.91. 1965, p. 37-64.
88.	Karie D. Einsatzdimensionierung langsam schlagen der Rammbare
aufrund von Rammsondierungen. Baumaschine und Bautechnik. Helf
2,3.19.74, s. 37-44,85-94.
89.	New materials for pile hammer cushious. Ground Eng. 1981. 14,
№7, p. 37-41.
90.	Proceeding of European Symposium on penetration testing.
Stockholm, 1974, p. 358.
91.	Robertson P.K. SPT—CPT correlations. Proc. ASCE, GE11, 1983,
v. 109. pi 1449-1459.
92.	Rostasy E.S. Betonwerk-Fertigteil-Technik. 1984, 50. № 1, s. 30—35.
93.	Samson ChJL, Hirsch T.L, Lowery L.L. Computer study of dinamic
behaviour of piling. Proc. ASCE.ST. 4,1963, p. 413—451.
94.	Sandhu B.S. Prediction driving stress in piles. Proc. ASCE. CO4,
1982, v. 108, p.445-503.
95.	Smith EA.L. Pile driving analisis by wave equation. Trans. ASCE.
pt. 1, v. 127.1962, p. 1150-1193.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение................................................... 3
Глава I. Методология обеспечения бездефектного погруже-
ния свай и выбора оборудования ..........................   5
1.	Существующая методология................................ 5
2.	Предлагаемый принцип бездефектного погружения свай....	14
Глава II. Теория прогнозирования процесса погружения свай . .	18
1.	Сущность метода прогнозирования........................ 18
2.	Модели взаимодействия сваи с грунтом................... 20
3.	Уравнение процесса погружения свай молотами............ 25
4.	Уравнение погружения свай вибропогружателями........... 31
Глава Ш. Динамическое сопротивление грунтов погружению
свай...................................................... 39
1.	Особенности проявления динамического сопротивления.... 39
2.	Определение сопротивлений грунтов по данным динамического
зондирования.............................................. 43
3.	Определение сопротивлений грунтов по данным статического
зондирования и свойствам грунтов.......................... 52
4.	Динамические сопротивления при погружении свай в мерзлые
и вечномерзлые грунты..................................... 55
5.	Влияние различных факторов на изменение сопротивления
грунтов . .................................,.............. 58
Глава 1У. Ударная стойкость сваи различной конструкции ... 66
1.	Влияние наголовника в передаче напряжений на голову сваи . . 67
2.	Конструкции свай повышенной ударной стойкости ......... 68
3.	Определение параметров ударной стойкости свай.......... 71
4.	Номенклатура свай по ударной стойкости................. 76
Глава У. Прогнозирование бездефектной технологии погру-
жения сваи различными снарядами ........................   78
1.	Методика прогнозирования............................... 78
2.	Прогнозирование погружения свай молотами............... 85
3.	Прогнозирование внбропогружения свай и оболочек.........ЮО
4.	Технико-экономическая эффективность применения безде-
фектной технологии...................................... 106
Список литературы.........................................107
Научное издание
ГЕННАДИЙ ФЕДОРОВИЧ НОВОЖИЛОВ
БЕЗДЕФЕКТНОЕ
ПОГРУЖЕНИЕ
СВАЙ В ТАЛЫХ
И ВЕЧНОМЕРЗЛЫХ
ГРУНТАХ
Зав. редакциейН.Н. Днепрова
Редактор В.А. Ануфриева
Оформление художника Н.Г. Всесветен о го
Технический редактор Р.Я. Лаврентьева
Корректор С. А. Зудилина
Оператор М.В. Карамнова
ИБ№4138
Подписано в печать 22.12.86 М—35628 Формат 60x84/16
Бумага офсетная № 1 Печать офсетная Усллечл. 6,51
Усл.кр.-отт. 6,76 Уч.-издл. 8,09 Тираж 3 570 экз.
Изд. № 2454Л Заказ № 1656 Цена 1 руб. 20 коп.
Стройиздат, 101442, Москва, Каляевская, 23а
Московская типография № 9 Союзполиграфпрома при
Государственном комитете СССР по делам издательств,
полиграфии и книжной торговли
109039, Москва, Волочаевская, 40