OiF

Основные характеристики, используемые при проектировании фундаментов СССР

Основные характеристики, используемые при проектировании фундаментов за рубежом

1. Определяющие факторы при проектировании оснований и фундаментов

1.1.2 Функциональное назначение зданий
1.1.3. Учёт совместной работы грунтового основания, фундаментов и верхнего строения

1.3. Инженерно-геологические изыскания на строительной площадке

1.3.2. Инженерная оценка однородности оснований

1.3.3. Инженерно-геологические элементы грунтовой толщи

1.3.5. Физико-механические характеристики грунтов

1.3.6. Расчётные значения физико-механических характеристик грунтов

1.3.7. Определение деформационных и прочностных характеристик грунтов по таблицам

1.4. Анализ определяющих факторов и возможные типы фундаментов

1.4.2. Характер грунтовых напластований и возможные типы фундаментов
1.4.3. Рекомендации по выбору типа фундамента

1.4.4. Конструктивные мероприятия по снижению неравномерных осадок

1.4.5. Учёт местных условий строительства

2. Основы расчёта оснований по предельным состояниям

2.2.2. Количественные характеристики деформаций

2.2.3 Предельно допустимые совместные деформации здания и основания

2.2.4. Условия, при которых расчёт деформаций возможно не производить

2.2.5. Необходимость учёта взаимного влияния соседних фундаментов при расчёте деформаций

2.2.6. Методы расчёта вертикальных деформаций

2.2.8. Прогнозирование осадок во времени

2.3. Расчёт оснований по несущей способности

3. Проектирование фундаментов мелкого заложения

3.2. Исходные данные для проектирования фундаментов мелкого заложения
3.3. Определение размеров подошвы фундамента

3.3.3. Рекомендации по назначению расчётных параметров при определении ширины подошвы фундамента

3.3.4. Порядок определения размеров подошвы фундамента

3.3.5. Особенности расчёта с применением ЭВМ
3.4. Проверка прочности подстилающего слоя

3.5. Ленточные фундаменты
3.5.2. Рекомендации по устройству сборных ленточных фундаментов

3.5.3. Расчёт прерывистых ленточных фундаментов

3.5.4. Порядок расчёта ленточных фундаментов под стены

3.6.2. Новые конструктивные формы фундаментов

3.6.3. Конструкции и номенклатура типовых фундаментов

3.7.2. Статический расчёт гибких фундаментов

4. Принципы проектирования оснований и фундаментов за рубежом

4.2. Исходные положения расчёта оснований

4.3. Упрощённый метод определения допускаемого давления.

4.4 Критерии при назначении допускаемого давления на основе аналитических решений

4.5. Определение допускаемого давления исходя из требований устойчивости основания

4.5.2. Сопоставление расчётных формул типа Терцаги

4.5.3. Обобщённые расчётные формулы для определения несущей способности оснований

4.5.4. Решения, в которых учитывается влияние отдельных факторов

4.6. Допускаемое давление по условиям обеспечения безопасной осадки

4.6.2. Методы расчёта, оценивающие осадку в пределах активно сжимаемой толщи

4.7. Механические характеристики грунтов, вводимые в расчёт оснований

4.9. Допускаемое давление и ожидаемые осадки по данным экспериментов на площадке строительства

4.9.2. Интерпретация результатов статического зондирования

4.9.3. Оценка осадок по данным испытаний моделей фундаментов

4.10. Сопоставление методов расчёта оснований за рубежом и в СССР 296 Примеры

П.2. Программа расчёта ширины подошвы фундамента

П.3. Примеры, в которых реализован комплексный расчёт отдельно стоящего, ленточного и плитного фундаментов
П.4. Некоторые дополнительные вопросы расчёта оснований

П.4.2. Расчёт крена внецентренно нагруженного фундамента с учётом бокового отпора грунта

П.4.З. Определение несущей способности двухслойного основания

Теги: подземное строительство земляные работы фундаменты строительство тоннелей строительство

ISBN: 5-11-001317-9

Похожие

Механика грунтов, основания и фундаменты

Справочник проектировщика. Основания фундаменты и подземные сооружения

Основания, фундаменты и подземные сооружения

Текст

Курсовое и дипломное проектирование
Допущено Министерством высшего и среднего специального образования УССР в качестве учебного пособия для студентов вузов, обучающихся по специальности Промышленчое и гражданское строительство»
Киев
Головное издательство издательского объединения «Выща школа»
1989

ББК 38.58—02я73 Ш97
УДК 624.15076
Рецензенты: доктор технических наук, профессор Е. А. Сорочин Всесоюзный научно-исследовательский институт оснований и подземных сооружений, кафедра «Основания и фундаменты» Ленинградского института инженеров железнодорож ого транспорта
Редакционная группа литературы по строительству н архитектуре Редактор Г. И. Якименко
Шутенко JI. Н. и др.
Ш97 Основания и фундаменты. Курсовое и дипломное проектированиеЛ. Н. Шутенко, А. Д. Гильман, Ю. Т. Лупан—К.з Вйща шк. Головное изд-во, 1989.— 328 с.; 108 табл., 13р ил.— Библиогр.: 18 назв.
ISBN 5-11-001317-9
В учебном пособии анализируются факторы, влияющие на выбор типа фундамента, изложены принципы проектирования оснований по предельным состояниям, освещены вопросы расчета и конструирования фундаментов мелкого заложения. Отдельная глава посвящена особенностям проектирования фундаментов в зарубежной практике. Все основные вопросы, касающиеся проектирования оснований и фундаментов, иллюстрируются примерами расчета.
Для студентов вузов, обучающихся по специальности «Промышленное и гражданское строительство.
ЗЗОДО0ОООО— 112 _
М211 04 — 39 ““ ББК 38.58-02e.73
ISBN 5-11-001317-9
© Издательское объединение «Выща школа», 1989

ПРЕДИСЛОВИЕ
Необходимость совершенствования капитального строительства предъявляет повышенные требования к качеству и технико-экономическим показателям фундаментостроения, которое становится одним из основных источников повышения эффективности, снижения материалоемкости в строительстве. Так, уменьшение затрат на устройство оснований и фундаментов, составляющих до 20 стоимости строительства, дает значительный экономический эффект.
В настоящее время происходит перемещение энергетической и сырьевой базы в северные и восточные районы нашей страны, предполагается реконструкция многих промышленных предприятий, что требует больших капиталовложений и трудозатрат в строительстве. При этом во многих случаях строительство ведется в геологических условиях, сложных для устройства оснований и фундаментов. Поэтому проектирование оснований и фундаментов является комплексной задачей.
Цель настоящего учебного пособия — помочь будущим инженерам-строителям в овладении профессиональными навыками. Изложены основные вопросы проектирования фундаментов, которые иллюстрируются примерами расчета, позволяющими проследить все этапы проектирования фундаментов трех типов: отдельно стоящего под колонну, ленточного под стену гражданского здания и плитного фундамента многоэтажного промышленного здания. В каждом комплексном расчете фундамента анализируются особенности надземных конструкций и инженерно-геологические условия строительной площадки, обосновывается выбор типа и глубина заложения фундамента, определяются его габаритные размеры, выполняется расчет по деформациям, в том числе прогноз скорости осадок плитного фундамента. Даны примеры расчетов по несущей способности отдельно стоящего и ленточного фундамента. Для плитного фундамента проведен расчет усилий в теле фундамента с учетом жесткости верхнего строения. Кроме того, приводится пример расчета усилий в фундаменте из перекрестных лент конструкции на Винклеровом основании.
Вопросы проектирования оснований и фундаментов в ССР изложены в соответствии со СНиП 2.02.01-83 «Основания зданий и сооружений» принципы конструирования фундаментов — в соответствии со СНиП 2.03.01-84 «Бетонные и железобетонные конструкции».
з

Основные характеристики, используемые при проектировании фундаментов в СССР СНиП 2.02.01-83
Единица
Характеристики
Условное обозначение j
физической
величины
Физические:
Р
9s
тм8
тм3
тм3
«а rti
плотность грунта плотность частиц грунта
плотность сухого грунта
9d
ускорение свободного падения
МС
кНм3
удельный вес грунта
VYi, Yu PS
удельный вес твердых частиц грунта
Ys P8
кНм3
кНм3
удельный вес воды
Y w
влажность природная
w
влажность на границе пластичности, теку¬
wp WL
чести
удельный вес грунта в сухом состоянии
Yd PdS YU ®
кНм3
коэффициент пористости
e Ys— YdYd
число пластичности
a
1
a
II
пылевато-глинистых грунтов
показатель текучести
a
1
a,
7
степень влажности
sr wyieyw
Механические:
с с,, сп
кПа
удельное сцепление
угол внутреннего трения
Ф Pi Фи
град
кПа
модуль деформаций
E
среднее в пределах активной зоны значе¬
r
к Па
ние модуля деформации
h
коэффициент Пуассона
V
среднее в пределах активной зоны значе¬
V
ние коэффициента Пуассона
степень изменчивости сжимаемости основа¬
aE
ния
Давление:
кПа
среднее под подошвой фундамента
P
кПа
краевые по подошве фундамента макси¬
Pm ax» mi
мальное и минимальное
U
кПа
избыточное в поровой воде
Напряжение:
кПа
нормальное
0
кПа
касательное
кПа
вертикальное нормальное от собственного
aze
веса грунта на глубине г ниже подошвы
фундамента
кПа
вертикальное нормальное дополнительное
azp
на глубине г ниже подошвы фундамента
Сопротивление:
n
кПа
расчетное грунта основания
A
Ro
кПа
расчетное грунта, принимаемое по таблицам
Деформации:
s
см.
абсолютная осадка основания отдельного
фундамента
-
см
средняя осадка основания
AsI.
относительная неравномерность осадок
двух фундаментов
4

Продолжение
. v. -
Единица
Характеристики
Условное обозначение
физической
величина
крен фундаментов
1
_
предельное значение совместной деформа¬
CM
ции основания и сооружения
предельная деформация по технологическим
S
CM
требованиям ,
предельная деформация по условиям проч¬
su,f
CM
ности, устойчивости и трещиностойкости
конструкций
Коэффициент надежности:
по нагрузке
Vf
—
по грунту
Уе
—
по назначению сооружения
Yn
—
Коэффициент условий работы
Vc
—
Нагрузки:
PFi. Fu
сила, расчетное значение силы
kH
сила на единицу длины
i
kHm
вертикальная составляющая силы
F0
kH
горизонтальная составляющая силы
Fh
kH
сила, нормальная к подошве фундамента
N
kH
сила, нормальная к подошве фундамента
n
kHm
на единицу длины
Fs, Fr
силы, действующие по плоскости сколь¬
kH
жения, соответственно сдвигающие и удер¬
живающие
изгибающий момент
M
kHm
собственный вес фундамента
G
kH
равномерно распределенная вертикальная
Я
кПа
нагрузка
kH
сила предельного сопротивления основа¬
Fu
ния, соответствующая исчерпанию его несущей способности
Ntt
вертикальная составляющая силы предель¬
kH
ного сопротивления основания
kHm
вертикальная составляющая силы
Пи
предельного сопротивления основания на
единицу длины
Геометр тесте:
ширина подошвы фундамента
b
M, CM
ширина подвала
В
M, CM
длина подошвы фундамента
I
M, CM;
соотношение сторон подошвы фундамента
r lb
—
площадь подошвы фундамента
A
M2, CM1
длина здания или его отсека
L
M
глубина заложения фундамента от уровня
d
M, CM
планировки
глубина заложения фундамента от поверх¬
dn
M, CM
ности природного рельефа
dt
глубина заложения фундамента от пола
м, CM
подвала
глубина подвала
db
My CM
глубина сезонного промерзания грунта соот¬
df dfn
M, CM
ветственно расчетная и нормативная
5

Продолжение
Характеристики
Условное фбоэначение
Единица
физической
величины
глубина расположения уровня подземных вод
dttf
м, см
толщина слоя грунта
h
м, см
глубина сжимаемой толщи в методе послойного суммирования
о
м, см
толщина линейно деформируемого слоя
Н
м, см
глубина расстояние от подошвы фундамента
г
м, см
относительная глубина
сгс
II
—
отметка планировки
DL
м
отметка поверхности природного рельефа
NL
м
отметка подошвы фундамента
FL
м
нижняя граница сжимаемой толщи
ВС
м
примечание. Обозначения в скобках с индексами 1 и II—это расчетные значения характеристик в расчетах по предельным состояниям.
Основные характеристики, используемые при проектировании фундаментов за рубежом
Условное
Единица
Характеристики
обозначение
физической
величины
Физико-механические:
удельный вес грунта
V
кНма
естественная влажность
W
—
влажность на границах текучести и раскатывания
—
коэффициент пористости
е
—
относительная плотность песка
D
—
степень влажности
G
—
структурная прочность связного грунта
St
—
удельное сопротивление грунта статическому зон¬
cd
кНма, кПа
дированию
количество ударов, необходимое для погружения
N
—
стандартного грунтоноса на 30 см
коэффициент Пуассона
—
модули деформации при расчетах начальных и кон-
Eh Ес
МПа, кПа
солидационных осадок
модуль деформации в условиях одноосного сжатия
M
МПа, кПа
коэффициент компрессии
Со
—
удельное сцепление в условиях консолидированно¬
с, с'
кПа
го и неконсолидированного сдвига
Нагрузки, давления, напряжения:
вертикальная сила
V
кН
горизонтальная сила
Н
кН
изгибающий момент
М
кНм
несущая способность основания
Quit
кН
удельная несущая способность основания
Quit
кПа, кНма
коэффициент запаса
Fa
—
допускаемое давление под подошвой фундамента
Яа11
кПа, кНма
среднее давление под подошвой фундамента
Я
кПа, кНм?
6

Продолжение
Характеристики
Условное
обозначение
Единица
физической
величины
горизонтальное давление ветра
Р
кПа, кНм
нормальное напряжение
а
кПа, кНм2
касательное напряжение
Т
кПа, кНм2
избыточное давление в поровой воде
и
кПа, кНма
напряжение от собственного веса грунта на глу-
Ли ИЙ
кПа, кНма
VП llv •
дополнительное напряжение на глубине г
агр
кПа, кНм
Геометрические:
соответственно ширина и длина подошвы фунда¬
В, L
м
мента
площадь подошвы фундамента
Af
м
глубина заложения фундамента
Df
м
мощность сжимаемой толщи
т0
м
толщина линейно деформируемого слоя
Н
м
•ксцентриситет
е
м, см
Деформации:
осадка соответственно начальная, консолидацион-
Set Ss
см
ння и вторичная
относительная вертикальная деформация
3
—
Крен фундамента
tg 0
В методическом аспекте применение вычислительной техники в учебном проектировании целесообразно для наиболее трудоемких этапов расчета. С этой целью приведены программы, реализующие выбор размеров подошвы фундамента и определение осадки методом послойного суммирования при использовании микроЭВМ.
Глава I написана Л. Н. Шутенко, А. Д. Гильманом, Ю. Т. Лупан; глава II — JI. Н. Шутенко; глава III и приложения — А. Д. Гильманом; глава IV — А. Д. Гильманом и Л- Н. Шутенко; примеры расчета — Ю. Т. Лупан, А. Д. Гильманом и Л. Н. Шутенко.

I, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ ФАКТОРЫ ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ ОСНОВАНИИ И ФУНДАМЕНТОВ
Проектирование оснований и фундаментов начинают g изучения факторов, определяющих выбор проектных решений. Среди них первостепенную значимость имеют следующие: степень ответственности здания или сооружения, их конструктивные и архитектурно-планировочные особенности; нагрузки, учитываемые в расчетах; данные инженерно-геологических и гидрогеологических изысканий на строительной площадке; местные условия строительства.
Эти факторы позволяют правильно определить тип фундамента и глубину его заложения. Сведения о конструктивных особенностях сооружения, данные о нагрузках и материалы инженерных изысканий необходимы и на последующих этапах проектирования.
1.1. ХАРАКТЕРИСТИКА СООРУЖЕНИИ
Применительно к задачам проектирования фундаментов характерные особенности сооружений рассматриваются в следующих аспектах: степень ответственности сооружения; функциональное назначение и технологические процессы; влияние жесткости наземных конструкций на основания и фундаменты.
1.1.1. Степень ответственности здания и сооружения
Согласно Правилам учета степени ответственности зданий и сооружений, при проектировании конструкций установлены три класса объектов. К классу I относятся здания и сооружения, имеющие народнохозяйственное значение, а также социальные объекты, требующие повышенной надежности главные корпуса ТЭС, АЭС, телевизионные башни и промышленные трубы высотой более 200 м, резервуары для нефтепродуктов вместимостью более
10 тыс. м8, крытые спортивные сооружения с трибунами, здания театров, цирков, рынков, учебных заведений, детских дошкольных учреждений и т. п.. В класс II объединены промышленные и гражданские здания и сооружения, не входящие в классы I и III. Класс III — это складские здания без процессов сортировки и упаковки, одноэтажные жилые здания, временные здания и сооружения.
8

1.1.2. Функциональное назначение зданий
Функциональное назначение и технологические процессы в сооружении предопределяют его архитектурно-планировочное решение. При проектировании фундаментов существенное значение имеет наличие или отсутствие подвалов или технических подполий. В процессе эксплуатации промышленных зданий часто поднимается уровень подземных вод. Поэтому в расчетах необходимо учитывать возможное снижение механических свойств грунтов и проектировать гидроизоляцию подземной части. Если в технологическом процессе предполагается использование агрессивных веществ, то следует предусматривать антикоррозийную защиту фундаментов, а также учитывать их воздействие на механические свойства грунтов.
Технологические решения в проектируемом здании определяют значения нагрузок на фундаменты. Наличие фундаментов под оборудование, технологических приямков и т. д. влияет на выбор глубины фундамента здания
1.1.3. Учет совместной работы
грунтового основания, фундаментов и верхнего строения
Податливость основания и, как следствие, неравномерные осадки вызывают дополнительные напряжения в конструкциях верхнего строения. Уровень этих напряжений определяется особенностями надфундаментных конструкций. Если статически неопределимые системы испытывают значительные дополнительные усилия, вызываемые осадками, то в статически определимых системах подобные напряжения несущественны. В первом случае допустимые осадки здания ограничиваются предельными усилиями в конструктивных элементах, во втором — пределы осадок продиктованы соображениями общей устойчивости сооружения, технологическими крен, максимальные перемещения фундаментных опор и эстетическими требованиями.
С другой стороны, жесткость надземных конструкций и фундаментов влияет на характер распределения контактных давлений под подошвой фундамента, определяет способность здания выравнивать осадки рис. 1.1. Более жесткие надземные конструкции обеспечивают равномерное распределение осадок, а увеличение гибкости здания приводит к значительным неравномерным осадкам и деформациям.
На рис. 1.1 представлен рамный каркас на тонкой сплошной плите. При абсолютной жесткости фундамента эпюра контактных давлений имеет седлообразный вид рис. 1.1,а. Под гибкой плитой, воспринимающей нагрузки от равномерно нагруженных колонн, распределение контактных давлений показано на рис. 1.1,6. При перераспределении нагрузок, вызванном жесткостью каркаса, эпюра контактных давлений приобретает вид, изображенный на рис. 1.1,д.
9

i±Ttjt±n±r □□□□
Рис. 1.1. Распределение контактных давлений в зависимости от жесткости фундамента и верхнего строения при:
• —абсолютно жестком фундаменте; 6 — гибком фундаменте под одинаково нагружен ные колонны; в — гибком фундаменте при жестком верхнем строении
Таким образом, в ходе строительного проектирования необходим учет совместной работы основания и надземных конструкций. Методы учета совместной работы системы основание — фундамент — верхнее строение делят на три группы.
1. Комплексный совместный расчет надземного строения, фундамента и грунтового основания.
2. Расчет оснований и фундаментов с учетом предварительно вычисленной жесткости здания или сооружения.
3. Использование при проектировании оснований и фундаментов корректирующих коэффициентов и рекомендаций, учитывающих жесткостные особенности сооружения.
Первая группа методов рассматривает сооружение, фундамент и основание как неделимое, совместно деформирующееся целое. При этом используют различные расчетные схемы. Так, в одном из методов действительная система основание — фундамент — надземное строение заменяется эквивалентной ей по деформативности пространственной стержневой системой рис. 1.2. На рис. 1.3 изображена расчетная схема при использовании метода конечных элементов. Реализация подобных расчетных схем требует применения ЭВМ большой мощности. Поэтому используется также способ последовательных приближений, основанный на раздельных расчетах надземного строения и фундамента на податливом основании с последующим уточнением усилий и перемещений на контакте.
Вторая группа методов предполагает интегральную оценку жесткости надфундаментной конструкции и используется в расчетах конструкций на упругом основании. Например, при расчете плитного или ленточного фундамента каркасного протяженного здания может быть использована расчетная схема, изображенная на рис. 1.4. Расчет крупнопанельных зданий на неравномерные

Рис. 1.2. Расчетная схема системы сооружение — фундамент — основание
в методе С. А. Ривкина:
— грунтовое основание; 2 — плитный фундамент; 3 — рамный каркас здания; 4 — диа«
фрагмы жесткости
м
j
X X
Ю if
Рис. 1.3. Расчетная схема системы сооружение — фундамент — основание в методе конечных элементов:
— сооружение; 2 — основание
Рис. 1.4. Расчетная схема системы основание — фундамент — надземная конструкция при замене верхнего строения балкой той же жесткости: а -исходная система; 6 — эквивалентная
осадки основания ведут, заменяя коробку здания или несущую стену балочной системой на упругом основании.
Успешное применение этих методов в значительной мере зависит от правильной количественной оценки жесткости элементов конструкции, при которой необходимо учитывать реальное соотношение упругих и пластических деформаций, а также свойств ползучести материалов. Кроме того, совместный расчет грунтового основания и строительных конструкций осложнен тем, что полная жесткость здания в зависимости от продолжительности возведения и особенностей конструктивных решений может быть достигнута к сроку, когда значительная часть осадок уже произошла. Так, рамные одноэтажные промышленные здания в ходе строитель-
11

а а
т
п-1
il
ства могут оставаться гибкими вплоть До полного нагружения основания. Проектная жесткость в результате защемления рамных узлов обеспечивается только в конце строительства. С другой стороны, принято считать, что если прирост давлений на основание не превышает 100 кПа в месяц, то осадки фундаментов на песчаных и глинистых грунтах твердой консистенции завершаются в строительный период. Осадки фундаментов на глинистых грунтах полутвердой или 't более пластичной консистенции считают за период строительства в половинном размере от полной осадки.
В количественных методах оценки жесткости надфундаментного строения при реализации одномерной расчетной схемы в виде составной балки на упругом основании см. рис. 1.4 используются следующие формулы. Для многоэтажных каркасных зданий, рассчитываемых в условиях плоской деформации, изгибная жесткость отсека здания шириной, равной шагу рам рис. 1.5:
Рис. 1.5. Схема для определения изгибной жесткости многоэтажного каркасного здания
EtJfB2
1
Г
-21 -L —
КI hai
, at
п h - hal
oi
I.l
где Jf— момент инерции в направлении изгиба панельной стены размером а х h0 Ef— модуль упругости панельной стены; Jp— момент инерции в направлении изгиба ригеля -го перекрытия; ЕР—модуль упругости t-ro перекрытия; J0c — момент инерции колонн выше -го перекрытия; Jа1 — момент инерции колонн ниже i-го перекрытия; hoi — высота этажа.
Формула 1.1 применяется при следующих условиях: отсутствие жестких связей в диагональных направлениях; расстояния а приблизительно равны; стыкование горизонтальных и вертикальных элементов обеспечивает передачу моментов; первое слагаемое в формуле принимается в расчет, если крепление панельных стен к каркасу обеспечивает передачу срезывающих усилий при этом панельные стены не должны иметь значительных проемов; им пренебрегают при нерегулярном расположении панелей по длине адания.
Если жесткость стен не принимается в расчет и нет жесткого крепления колонн к перекрытиям, то формула 1.1 упрощается:
EJ J Efi Jpf il
1.2
12

а
б
Рис. 1.6. Схема деформаций многоэтажного бескаркасного здания: а —прогиб; б — выгиб; — здание; 2 — сильносжимаемый слой грунта; 3 — слабосжи
маемый слой грунта
Жесткость зданий, определяемая по формуле 1.2, существенно зависит от типа перекрытий. Изгибная жесткость малоэтажного здания со сборными мелкоразмерными перекрытиями незначительна. При надежном креплении к ригелям плит перекрытия например, в монолитном исполнении жесткость ригелей и, следовательно, всего здания в значительной мере повышается.
Жесткость зданий с учетом осадки, совершающейся в ходе строительства:
П
EJ Y.-fSi-EPlJF, 1.3
где Smax— полная средняя осадка всего здания; s— осадка здания ко времени t, необходимого для возведения t-ro этажа.
При расчете крупнопанельных зданий на неравномерные осадки жесткость надземных конструкций определяется в зависимости от конструктивных особенностей и ожидаемого характера деформаций здания, вызванных естественной неоднородностью грунтов рис. 1.6.
Жесткостные характеристики зданий с поперечными и продольными несущими стенами, в которых панели перекрытий размером на комнату опираются по контуру или по трем сторонам и связаны между собой расчетными связями, определяются для здания в целом.
При расчете зданий с поперечными несущими стенами, в которых плиты перекрытий опираются по двум сторонам и не соединены между собой расчетными связями, превращающими каждое перекрытие в единый диск, а также зданий с продольными несущими стенами жесткостные характеристики определяются для каждой продольной стены отдельно.
Третья группа методов объединяет приемы оценки совместной работы основания и верхнего строения, в которых жесткость надфундаментных конструкций учитывается приближенно с помощью корректирующих коэффициентов и классификаций сооружений

по жесткости. Значения коэффициентов и соответствующие рекомендации зависят от класса здания или сооружения.
Предлагаются различные классификации сооружений по жесткости, определяемые конкретными задачами проектирования фундаментов. При определении расчетного сопротивления грунта основания различают здания и сооружения двух видов конструктивных схем — жесткой и гибкой. К зданиям с оюесткой конструктивной схемой относятся: здания панельные, блочные, кирпичные, в которых междуэтажные перекрытия опираются по всему контуру на поперечные и продольные стены или только на поперечные несущие стены при малом их шаге; сооружения: водонапорные башни, силосные корпуса, дымовые трубы, домны и др., а также здания, конструкции которых специально приспособлены к восприятию дополнительных усилий от деформаций основания. Эго обеспечивается повышением прочности и общей пространственной жесткости при выполнении следующих конструктивных мероприятий:
устройство поэтажных железобетонных или армокаменных поясов;
разрезка зданий и сооружений на отдельные отсеки ограниченной длины;
армирование конструкций по результатам расчета зданий и сооружений на возможные деформации основания;
усиленная анкеровка и замоноличивание сборных и сборномонолитных элементов;
усиление фундаментно-подвальной части зданий и сооружений применением монолитных, сборно-монолитных или плитных фундаментов, перекрестных лент;
устройство подвалов и подполий под всей площадью зданий и сооружений.
К зданиям с гибкой конструктивной схемой относят малоэтажные жилые дома, одноэтажные промышленные здания с шарнирным опиранием ригеля, статически определимые складские здания и т. д., где взаимные смещения несущих элементов не вызывают в них дополнительных усилий.
Действующие нормы мерой жесткости зданий и сооружений принимают отношение длины здания или его отсека L к его высоте Н: UH.
Здания с жесткой конструктивной схемой, обладая высокой прочностью и общей пространственной устойчивостью, обеспечивают равномерную деформацию системы основание — верхнее строение и допускают увеличенные предельные осадки сооружений. Поэтому расчетное сопротивление грунта основания под жестким вданием может быть повышено введением коэффициента условий работы 7с2 значения ycS даны в табл. III.1 и зависят от LIH и вида грунтов основания. Для зданий с гибкой конструктивной схемой Ус2 1.
При назначений предельно допустимых значений совместной деформации основания и здания и для определения необходимого
М

объема инженерно-геологических изысканий сооружения подразделяют по степени их чувствительности к неравномерном осадкам на следующие группы: 1 малочувствительные; 2 чувствительные; 3 высокочувствительные.
К первой группе относятся здания и сооружения со значительной жесткостью, а также те, жесткость которых весьма мала. Жесткие сооружения домны, трубы, силосы, башенные сооружения и здания и специально приспособленные к восприятию неравномерных осадок сопротивляются деформациям основания как единое целое без нарушений прочности несущих конструкций. Гибкие здания и сооружения малоэтажные жилые дома, одноэтажные промышленные здания с шарнирным опиранием ригеля, статически определимые складские здания, в которых сопряжения конструктивных элементов выполняются податливыми, сохраняют эксплуатационную пригодность даже при значительных неравномерных осадках.
Во вторую группу входят здания и сооружения конечной жесткости многоэтажные здания с железобетонным и металлическим связевым каркасом, многоэтажные бескаркасные жилые дома, допускающие ограниченные взаимные смещения несущих конструкций.
В зданиях и сооружениях третьей группы предусмотрено жесткое сопряжение конструкций. Однако пространственная жесткость здания и несущая способность конструкций не гарантированы при неравномерных деформациях основания. К этой группе относятся здания с рамным каркасом, большепролетные статически неопределимые сооружения, многопролетные балочные системы и другие сооружения, специально не рассчитанные на этот вид воздействий.
При сборе нагрузок на ленточные фундаменты различают здания с жесткой и упругой конструктивными схемами. Критерием жесткости в этом случае является расстояние между поперечными стенами здания Lw. Если максимальное значение Lw не превышает данных табл. 1.1, то здание имеет жесткую конструктивную схему, а фундамент рассчитывают как центрально нагруженный от дей-
Таблица 1.1. Жесткость зданий при сборе нагрузок на ленточные фундаменты
Максимальное расстояние Lw м
Перекрытия и покрытия
между поперечными стенами пр» группе кладки
I
II
L Железобетонные сборные замоноличенные
54
42
и монолитные
И. Сборные железобетонные настилы III. Деревянные перекрытия
42
30
36
24
Примечание. К I гр. кладки относят сплошную кладку из кирпича М 90 и выше на растворе М 10 и облегченную на растворе М 25 ивыше; ко IF гр.— салошную кладку из кирпича М 50.
15

ствия вышележащих вертикальных сил. В противном случае здание имеет упругую конструктивную схему, и равнодействующая всех вышележащих сил на уровне подошвы фундамента прикладывается с фактическим эксцентриситетом относительно центра тяжести фундамента.
Многоэтажные жилые дома и гражданские здания имеют жесткую конструктивную схему, а одноэтажные промышленные — упругую.
1.2. НАГРУЗКИ, УЧИТЫВАЕМЫЕ В РАСЧЕТЕ
Нагрузки, на которые ведется расчет оснований и фундаментов зданий сооружений, устанавливаются СНиП 2.01.07-85 «Нагрузки и воздействия » 11 и СНиП 2.02.01-83 «Основания зданий и сооружений» 10.
По продолжительности действия различают постоянные и временные нагрузки. Постоянные нагрузки практически неизменны в течение всей эксплуатации здания например, собственный вес конструкций и грунтов, горное давление. Среди временных нагрузок выделяют длительные, кратковременные и особые.
Нагрузки, изменяющиеся незначительно в процессе эксплуатации, относятся к длительным например, вес стационарного технологического оборудования, полезная нагрузка на перекрытия в зернохранилищах. Кратковременные нагрузки — эго весьма изменчивые, достигающие наибольших значений в течение непродолжительного времени вес людей и ремонтных материалов, монтажные нагрузки.
Согласно СНиП 2.01.07-85, в зависимости от вида расчета снеговые нагрузки и нагрузки на перекрытия зданий могут быть отнесены как к кратковременным, так и к длительным. Считая указанные нагрузки кратковременными, их принимают в полном объеме, в противном случае учитывают в расчетах только часть полного значения. Например, пониженное значение веса снегового покрова для III района составляет лишь 30 полной нагрузки. Соответственно нагрузки на перекрытия жилых зданий уменьшаются до
0,3 кПа, пониженные нагрузки на перекрытия других помещений составляют менее 50 от полных значений. При расчете оснований по деформациям нагрузки на перекрытия снеговые нагрузки считают длительными, в расчетах по несущей способности — кратковременными. Крановые нагрузки во всех расчетах оснований относят к кратковременным нагрузкам.
Особые нагрузки возникают в исключительных случаях сейсмические, аварийные и другие воздействия.
Согласно методике расчета конструкций и оснований по предельным состояниям, принятой в СССР, различают нормативные и расчетные нагрузки. Нормативные нагрузки представляют собой максимальные значения нагрузок при нормальной эксплуатации. Расчетные нагрузки вычисляют умножением нормативных нагрузок на коэффициент надежности по нагрузке который учитывает
16

возможность отклонения нагрузок в неблагоприятную сторону и принимается: Y— 1 — при расчете оснований по деформациям второе предельное состояние; по несущей способности — в соответствии со СНиП 2.01.07-85.
При расчете постоянных нормативных нагрузок, зависящих от веса конструкций здания, учитывают их геометрические размеры и среднестатистическую объемную массу.
Временные технологические нагрузки принимают по максимальным значениям при заданных условиях эксплуатации. Учитывая, что изменчивость временных распределенных нагрузок зависит от абсолютных значений этих нагрузок, коэффициенты надежности по нагрузке приняты дифференцированными: для нагрузок менее 2 кПа — 1,3; для 2 к Па и выше — 1,2.
Нормами учитывается также то, что в многоэтажных вданиях максимальные значения временных нагрузок не могут быть прило жены одновременно на всех перекрытиях. Поэтому вводятся следующие коэффициенты снижения полных нагрузок г„, зависящие or площади помещений А, м2, и количества перекрытий в'здании п:
для жилых и служебных зданий, детских учреждений и т. п. с помещениями площадью А 9
Чы-0,41,8УАп; 1.5
для залов площадью А 36
1„2 0,5 3VAn, 1.6
где п — количество загруженных перекрытий над фундаментами.
Нормативные атмосферные нагрузки, определяемые по неблагоприятным значениям в течение определенного периода времени, и соответстэующие коэффициенты перегрузки приведены в СНиП 2.01.07-85.
Возможность одновременного проявления нескольких нагрузок регламентируется нормами. СНиП 2.01.07-85 выделяет основные и особое сочетания нагрузок. Основные сочетания включают постоянные,. временные, длительные и кратковременные нагрузки. Особое сочетание нагрузок, помимо постоянных и временных нагрузок, включает особую нагрузку. Расчет оснований по деформациям и по несущей способности проводится на основные сочетания нагрузок. При наличии особых нагрузок и воздействий расчет по несущей способности проводится как на основные, так и на особое сочетание нагрузок. Вероятность совместного проявления нескольких нагрузок при их наибольших значениях учитывается введением понижающего коэффициента сочетаний нагрузок гз,. Основное сочетание, включающее постоянную и не менее чем две длит?льные нагрузки, умножается на коэффициент сочетаний if1 0,95. Для основного сочетания с двумя и более кратковременными нагрузками г2 0,90. Основное сочетание с одной временной нагрузкой кратковременной или длительной вводится в расчет без понижающего коэффициента.
17

1.2.1. Сбор нагрузок
Для зданий со статически определимой расчетной схемой на фундаменты передается нагрузка, собранная на колонну или стену по грузовым площадям перекрытий. Для зданий со статически неопределимой расчетной схемой нагрузки на фундамент определяют с расчетом надземных конструкций, учитывая податливость основания. Соответствующее перераспределение нагрузок, вызванное сжимаемостью основания, оценивается с помощью метода последовательных приближений.
В первом цикле вначале определяют нагрузки на фундамент, предполагая несжимаемость основания. Затем по ним рассчитывают абсолютные осадки и разность осадок соседних фундаментов способы расчета осадок даны в гл. II.
Во втором цикле производят перерасчет надземной части здания при данной разности осадок и находят изменение нагрузок. Учитывая полученные данные, вновь рассчитывают осадки.
Сравнивая осадки первого и второго циклов, переходят к третьему циклу. Процесс приближений ведут до тех пор, пока данные последнего цикла практически не будут отличаться от данных предыдущего цикла. Дальнейший расчет фундаментов ведут на нагрузки, определенные в последнем цикле.
Учет перераспределения нагрузок вследствие податливости оснований довольно трудоемок. Однако такой учет необязателен при следующих случаях: расчет зданий и сооружений III класса; привязка типовых проектов к местным геологическим условиям, если в них даны условные величины предельно допустимых деформаций см. гл. II; определение средних значений деформации основания зданий и сооружений; проверка общей устойчивости массива грунта основания совместно с рассматриваемым зданием или сооружением.
В проектной практике учет перераспределения нагрузок надфундаментной конструкцией выполняется при комплексном расчете системы основание — фундамент — сооружение с использованием ЭВМ большой мощности. В учебном проектировании сбор нагрузок. на фундамент ведут без учета податли-
вости основания для всех классов зда¬
ний и сооружений.
Силовые воздействия от надземных конструкций на уровне обреза фундамента в общем случае внецентренно нагруженного фундамента приводятся к результирующим рис. 1.7: вертикальной силе Fv; горизонтальным силам FhlX и Fhy изгибающим моментам Мх и Му. Иногда отдельные составляющие М или Fh отсутствуют, тогда центрально нафторов на уТовнеСИобр«а груженный фундамент испытывает возфун да ментов действие только силы г.
18

При проектировании оснований фундаментов используют комбинации усилий, обеспечивающие:
а наибольший изгибающий момент Л4гаах и соответствующие ему продольную F0,cor и поперечную Fh,Cor силы;
б наибольшую продольную силу F,max и соответствующие ей изгибающий момент Мсог и поперечную силу Fh,COr-
При расчете оснований фундаментов одноэтажных промышленных зданий по деформациям эти комбинации реализуются при следующих сочетаниях нагрузок. Первая комбинация для колонн крайнего и среднего рядов — все постоянные и временные длительные, снеговая, ветровая. Вторая комбинация для колонн крайнего ряда — все постоянные и временные длительные, снеговая, вертикальная и горизонтальная нагрузки не более чем от двух мостовых или подвесных кранов. Вторая комбинация для колонн среднего ряда — все постоянные и временные длительные, снеговая, вертикальная нагрузка не более чем от четырех мостовых или подвесных кранов, а горизонтальная — не более чем от двух.
В расчетах оснований по несущей способности наиболее неблагоприятные сочетания усилий образуются при учете всех кратковременных нагрузок.
1.3. ИНЖЕНЕРНО-ГЕОЛОГИЧЕСКИЕ ИЗЫСКАНИЯ НА СТРОИТЕЛЬНОЙ ПЛОЩАДКЕ
При инженерных изысканиях на площадке строительства определяют следующие факторы, имеющие первостепенную важность при проектировании оснований фундаментов:
геоморфологические условия, инженерно-геологическое строение участка, физико-геологические процессы, влияющие на возведение и эксплуатацию сооружения;
физико-механические свойства грунтов;
инженерно-геологические элементы, слагающие сжимаемую толщу грунтов;
характер подземных вод и прогноз изменения их уровня при эксплуатации сооружения.
В ходе изысканий используют горно-буровые, геофизические, опытные полевые, лабораторные и гидрологические методы исследований. Горно-буроте работы включают проходку скважин различного диаметра, отрывку шуфров и другие виды горных выработок и используются во всех случаях. Геофизические методы электрические, сейсмические, каротажные исследования применяются, как правило, в сложных инженерно-геологических условиях. С помощью опытных полевых и лабораторных методов определяют физико-механические характеристики грунтов. При гидрогеологических исследованиях осуществляют наблюдение за подземными водами, оценивают их агрессивность, определяют коэффициент фильтрации, прогнозируют изменение уровня подземных вод.
Объем и сочетание методов изысканий определяют, учитывая как особенности здания сооружения, так и инженерно-геологиче
1в

ские условия на площадке строительства. К особенностям здания относят степень его ответственности, функциональное назначение, конструктивные решения, определяющие чувствительность верхнего строения к неравномерным деформациям, тип предполагаемых фундаментов. Объем инженерных изысканий зависит от класса капитальности здания, чувствительности его конструкций к осадкам, сложности инженерно-геологических условий участка строительства.
1.3.1. Классификация инженерно-геологических условий
В зависимости от геоморфологических, геологических и гидрогеологических факторов различают три категории сложности инженерно-геологических условий.
Площадка первой простой категории располагается в пределах одного геоморфологического элемента; поверхность участка горизонтальная, не расчлененная; грунтовые пласты залегают горизонтально или слабо наклонно рис. 1.8, а, толщина их выдержана по простиранию; подземные воды отсутствуют или имеется выдержанный горизонт с однородным химическим составом.
Строительная площадка второй средней категории сложности включает несколько геоморфологических элементов одного генезиса; поверхность наклонная, слабо расчлененная; в сфере взаимодействия зданий и сооружений с геологической средой располагается не более четырех различных по литологии слоев, залегающих наклонно или с выклиниванием рис. 1.8, б, мощность слоев изменяется по простиранию закономерно; подземные веды имеют два или более выдержанных горизонтов с неоднородным химическим составом или обладающих напором.
Площадки третьей категории характеризуются сложными инженерно-геологическими условиями: наличием нескольких геоморфологических элементов разного генезиса, поверхность сильно расчлененная; в пределах сжимаемой толщи располагается свыше четырех различных по литологии слоев, мощность которых резко
Рис. 1.8. Грунтовые напластования: а — согласное залегание; б — наклонное выклинивание пластов; в —.линзовидное зале
гание пластов
20

меняется по простиранию, возможно линзовидное залегание слоев рис. 1.8, в; горизонты подземных вод не выдержаны п® простиранию и по мощности, имеют неоднородный химический состав, местами возможно сложное чёредование водоносных и водоупорных пород, напоры подземных вод изменяются по простиранию. Кроме того, к площадкам третьей категории сложности относят также строительные площадки в условиях залегания структурно-неустойчивых грунтов просадочных, набухающих.
1.3.2. Инженерная оценка однородности оснований
Действующие нормативные документы 6, 10 для оценки неоднородности напластований рекомендуют использовать критерии: ае— показатель изменчивости сжимаемости основания и соответствующий ему средний в пределах плана сооружения модуль деформаций Еа-
Для определения значения а.в и Еа необходимо вычислить средние по глубине модули деформации Еа на различных по геологическому строению участках строительной площадки. Средний по глубине модуль деформации Edi зависит от мощности и сжимаемости пластов грунта, слагающих активную зону деформирования, а также от характера уплотняющих напряжений под подошвой фундамента. При применении в расчетах метода послойного суммирования параметр Edl вычисляется по формуле 11.21; если используются предпосылки метода линейно деформируемого слоя конечной толщины, то вычисления проводят по формуле 11.31.
Кри1ерий
« 1.7
где и ЕТ-
значения среднего плана сооружения.
Критерий
где Edl и Ас — соответственно средний по глубине модуль деформации и площадь l-то характерного по геологическому строению участка, на которые разбивается площадка строительства рис. 1.9; 2А — площадь, занимаемая зданием сооружением.
Определенными сочетаниями критериев и Еа регламентируется область применения типовых проектов панельных жилых зданий, гарантируется эксплуатационная пригодность проектируемых зданий без проведения расчетов оснований по деформациям, классифицируются условия строительства в особых грунтовых условиях.
-соответственно максимальное и минимальное по глубине модуля деформации в пределах
21

Рис. 1.9. Определение осредненного модуля деформации:
— суглинки; 2 — пылеватые пески; 3 — глина с включением гравия и щебня
Применение указанных критериев на первом этапе проектирования затруднено необходимостью вычисления дополнительных вертикальных напряжений и мощности сжимаемой толщи при определении Edt, что выполняется на стадии деформационных расчетов оснований.
Поэтому возможно на первой стадии проектирования ввести некоторые упрощающие предпосылки, позволяющие снизить трудоемкость определения среднего модуля деформации Edl. Предполагаем, что дополнительное напряжение агР изменяется по закону треугольника, а мощность сжимаемой толщи ограничивается глубилой, равной 2,5— 3,0 ширины подошвы фундамента рис. 1.10. Для отдельно стоящих фундаментов мощность сжимаемой толщи принимается 2,56, для ленточных — 3Ъ. Зная вертикальную сосредоточенную нагрузку Fv или погонную fv на уровне обреза фундамента и табличное расчетное сопротивление грунта R0 несущего
f отметка
Планировочная
пласта, можно определить в первом приближении ширину подошвы фундамента:
для центрально нагруженного ленточного
для центрально нагруженного квадратного
br 1.10
Рве. 1.10. Определение приведенного модуля деформации:
Дополнительное давление по подошве фундамента р R0. Отсюда значение среднего по глубине модуля деформации Edl можно определить по формуле
0,5 0
— эпюра дополнительных напряжений по теории упругости; 2 — приблнжевиая эоюра дополнительных напря
жений
22

где
ft _ ft-1 „ и o Tzp — СТгр — Ilk ,
ор—дополнительное вертикальное напряжение яо подошве ft-ro грунтового слоя; hk— толщина k-ro грунтового слоя в пределах сжимаемой толщи; Ek— модуль деформации k-ro пласта; t — безразмерный коэффициент для ленточных фундаментов t 3,0, для квадратных — t 2,5; п — количество пластов грунта в пределах сжимаемой толщи.
1.3.3. Инженерно-геологические элементы грунтовой толщи
В ходе инженерных изысканий грунтовую толщу расчленяют на инженерно-геологические элементы, представляющие собой генетически однородные геологические тела слои, прослои, линзы, для которых определенные показатели физико-механических свойств грунтов могут быть принята усредненными в плане и по толщине.
Границы между инженерно-геологическими элементами пред варительно устанавливаются по внешним признакам состав, цвет, текстурные особенности, уровень подземных вод в процессе бурения. Затем на основании анализа показателей физических свойств разграничение инженерно-геологических элементов уточняется. При этом используются данные зондирования, геофизические методы.
В анализе пространственной изменчивости свойств грунтов используют физические показатели, тесно связанные с механическими параметрами грунта для песков — зерновой состав и коэффициент пористости; для пылевато-глинистых грунтов — показатели пластичности, коэффициент пористости, влажность. При наличии более шести определений может анализироваться изменчивость механических параметров грунта. Оценка пространственной изменчивости пластов грунта осуществляется визуально, графически или в результате статистического анализа.
При проектировании возможна корректировка в расчленении толщи, вызванная задачами расчетов. Так, если фундаменты закладываются ниже глубины промерзания грунта, то слои, залегающие выше глубины промерзания, объединяют в один инженерногеологический элемент. Если проектируемое сооружение воспринимает значительные горизонтальные воздействия, то тонкий слабый глинистый прослоек, заключенный между слоями других грунтов, выделяют в отдельный инженерно-геологический элемент. При этом возможен сдвиг сооружения по слабому прослойку. Следовательно, в расчетах по несущей способности прочностные характеристики прослойка необходимы. С другой стороны, если влияние такого прослойка на осадку сооружения несущественно, то в расчетах по деформациям не обязательно выделять прослоек в отдельный инженерно-геологический элемент.
23

Насколько равномерна толщина инженерно-геологических элементов, слагающих грунтовую толщу, наглядно позволяют судить инженерно-геологические разрезы.
Для каждого выделенного инженерно-геологического элемента определяются нормативные и вычисляются расчетные характеристики'физико-механических свойств грунтов.
1.3.4. Подземные воды
Анализ режима подземных вод, осуществляемый в ходе инженерных изысканий, позволяет получить данные, необходимые при проектировании фундаментов: уровень подземных вод в период строительства; прогноз изменения уровня воды при эксплуатации здания; химическая агрессивность воды по отношению к материалу фундамента.
Уровень подземных вод при возведении здания существенно влияет на глубину заложения и тип проектируемого фундамента. При заглублении подошвы фундамента ниже уровня напорных подземных вод необходимо учитывать их давление, а также предусматривать мероприятия, предупреждающие прорыв подземных вод в котлован, вспучивание его дна и всплытие сооружения.
Наибольшую сложность представляет анализ возможного подтопления территории или снижения уровня подземных вод в процессе эксплуатации здания так называемые техногенные изменения уровня подземных вод. Прогноз вероятных изменений уровня подземных вод проводят для сооружений I и II классов на срок соответственно 25 и 15 лет. Качественную оценку потенциальной подтопляемости территории выполняют методом аналогии, сравнивая условия застраиваемой площадки с данными по конкретным подтопленным участкам эталонам с подобными инженерно-геологическими и гидрогеологическими условиями и конструктивно-технологическими особенностями проектируемого здания.
Для особо ответственных зданий возможен также и количественный прогноз изменения уровня подземных вод, выполняемый на основе специальных исследований с использованием методов математического и физического моделирования.
Возможная обводняемость территории определяет необходимость специальных мероприятий в связи с возможным снижением несущей способности грунтов, неравномерными осадками или просадками. С другой стороны, ожидаемое снижение уровня воды вызывает дополнительную осадку фундамента за счет снятия взвешивающего действия воды и соответствующего возрастания напряжений от собственного веса грунта.
При химической агрессивности подземных вод или промышленных стоков необходима антикоррозийная защита материала фундамента.
24

1.3.5. Физико-механические характеристики грунтов
•V
Применительно к задачам проектирования оснований выделяют две группы характеристик физико-механических свойств грунтов: показатели, используемые непосредственно в расчетах оснований; вспомогательные показатели, используемые для классификации грунтов, прогнозирования механических характеристик первой группы, выделения инженерно-геологических элементов сжимаемой толщи. Характеристики, используемые в расчетах оснований, приводятся в табл. 1.2.
Методы определения деформативно-прочностных характеристик грунтов разнообразны, что вызвано необходимостью получать достоверные результаты и одновременно снижать трудоемкость испытаний. При этом отмечаются значительные расхождения в результатах, объясняемые конструктивными особенностями установок, различиями в методиках испытаний, интерпретацией получаемых данных. Поэтому важно определить оптимальные способы испытаний в конкретных условиях изыскательской практики.
Среди методов исследования грунтов на сжимаемость эталонным считают полевой метод ишгамповых испытаний ГОСТ 20276—85.
При применении других методов деформационных испытаний полевых: прессиометрия, динамическое и статическое зондирование; лабораторных: компрессионные или стабилометрические испытания полученные данные обязательно корректируются при сопоставлении их с результатами штамповых испытаний. Такая корректировка результатов альтернативных методов осуществляется в итоге параллельных испытаний сравниваемыми методами на площадке строительства при проектировании сооружений I и
II классов или используя соответствующие таблицы, формулы для сооружений III класса.
При определении прочностных характеристик грунтов наиболее достоверные результаты дают полевые испытания на срез целиков грунта ГОСТ 23741—79. Однако из-за высокой стоимости и трудоемкости их проводят только для сооружений I класса применительно к расчетам по несущей способности. В остальных случаях достаточно надежные показатели с и р получают при лабораторных испытаниях в приборах плоского среза ГОСТ 12248—78 и трехосного сжатия ГОСТ 26518—85.
Применяются также методы лопастного и конусного зондирования, результаты испытаний которых при проектировании ответственных сооружений необходимо сопоставлять с результатами достоверных сдвиговых испытаний. Известно, что методика сдвиговых испытаний главным образом скорость приложения уплотняющих и сдвигающих давлений существенно влияет на получаемые результаты. Поэтому нормативные документы рекомендуют применять методику консолидированно-дренированных испытаний КД-испытания, которые моделируют медленный сдвиг, допускающий деформации на пороге ползучести в условиях завершающегося уплотнения грунта весом сооружения. Сдвигающие
25

Таблица 1.2. Механические и физические свойства грунтов,
используемые в расчетах оснований
Показатель
Модуль
общей
деформации,
мПа
Удельное
сцепление,
кПа
Угол внутреннего трения. °
Табличное значение расчетного сопротивления грунта, кПа
Коэффициент фильтрации, мсут
Плотность, тм8, гсм3
Удельный вес грунта, кнм»
Услов¬
ное
обоэна
чение
Ro
р
У
Определение
Коэффициент пропорциональности между напряжениями и деформациями грунта
Сдвиговые прочностные характеристики: с — параметр, не зависящий от уплотняющего давления — параметр, оценивающий влияние внутреннего трения на прочность грунта Среднее давление на грунт, которое в первом приближении допускается СНиП под подошвой фундамента Скорость фильтрации
Отношение массы образца грунта к его объему Отношение веса образца грунта к его объему
Метод определения
Полевые методы штамповые и прессиометрические испытания, зондирование; лабораторные методы, компрессионные и стабилометрические испытания Полевые методы срез целиков грунта, вращательный срез, зондирование
Лабораторные методы испытания в приборе плоского среза, стабилометрические испытания
По табл. 1.10 или 1.11 в зависимости от простейших физических характеристик грунта
Полевые методы опытные откачки воды для водонасыщенных грунтов; налива воды для неводонасыщенных грунтов; лабораторные испытания
ГОСТ 5180—84. Грунты. Методы лабораторного определения физических характеристик
Y P gt где g — ускорение свободного падения
Виды расчетов, в которых используется показатель
Расчет по деформациям
Расчет по деформациям, расчет несущей способности
Расчет по деформациям, расчет несущей способности
При определении размеров подошвы фундамента
Расчет стабилизации осадок
В расчете по деформациям и по несущей способности используют показатель у
Примечание. Показатели , с, ф могут быть определены также по табл. 1.7—1.9, порядок пользования которыми приведен в § 1.3.8.
напряжения прикладываются ступенями, причем каждая последующая ступень прикладывается после затухания деформации от предыдущей.
Показатели КД-сдвига используют и при оценке, устойчивости основания, сложенного водонасыщенными связными грунтами, нри высоких темпах строительных работ. При этом эффект снижения прочности по сравнению с условиями медленного сдвига
26

учитывается как разность мегвду полной величиной уплотняющих
напряжений а и избыточным давление» воды а в порах грунта;
условие прочности Кулона записывается как
т а — и tgq с. 1.12
Значения и в момент сдвига определяют при стабилометриче-
ских испытаниях. В расчетах устойчивости слабофильтрующих водонасыщенных глинистых грунтов о и, т. е., согласно выражению 1.12, прочность грунта определяется удельным сцеплением.
Для определения механических показателей грунта используют статистически обоснованные табл. 1.7. 1.9, в которых параметры с, ф, Е являются функцией простейших физических характеристик грунта. Определение этих характеристик несложно, а корреляционная связь соответствующих параметров является достаточно тесной, поэтому табличные значения показателей с, Ф, Е находят применение в расчетах оснований зданий II и
III классов.
Табличное расчетное сопротивление R0— показатель, косвенно характеризующий прочностные свойства грунта. Его определяют с помощью табл. 1.10, 1.11. Порядок пользования таблицами 1.7. 1.11 приводится в 1.3.8.
Среди показателей физических свойств грунта, определяемых экспериментально и непосредственно используемых в расчетах оснований, выделим коэффициент фильтрации k, и удельный вес грунта у см. табл. 1.2. Удельный вес рассчитывают как произведенные плотности грунта р на ускорение свободного падения g « 10 мс2.
Вспомогательные показатели физических свойств грунтов даны в табл. 1.3. Физические характеристики позволяют классифицировать грунты по виду и состоянию.
В зависимости от зернового состава, определяющего процентное содержание в грунте различных фракций, песчаные грунты классифицируют в соответствии с табл. 1.4.
Вид пылевато-глинистого грунта определяют по числу индексу пластичности — Jp. Пластичностью называют способность глинистых грунтов при внешних силовых воздействиях изменять свою форму без разрывов и трещин и после прекращения действия сил сохранять деформированную форму. Различают следующие виды пылевато-глинистых грунтов: супесь р0,07; суглинок 0,07 с Jp. 0,17; глина Jp 0,17.
Коэффициент пористости е, степень влажности Sr и показатель текучести Jl являются основными характеристиками состояния грунтов. По наименованию грунта и коэффициенту пористости, представляющему отношение объема пор к объему твердых частиц, различают плотность сложения песчаных грунтов табл. 1.5.
Мерой подвижности глинистых частиц при механических воздействиях на них является показатель текучести Jl табл. 1.6.
Значение Sr, характеризующего степень заполнения пор грунта водой, используется при оценке водонасыщенности песчаных
27

Таблица L8. Вспомогательные показателя физических свойств грунтов,
определяемые в лаборатории
Показатель
Услов¬
ное
обо¬
значе¬
ние
Единица
физической
величины
Способ определения или расчетная формула
Примечание
Зерновой гранулометрический состав грунтов
Природная влажность
Плотность
Удельный вес твердых частиц грунта Влажность на границе текучести
Влажность на границе раскатывания пластичности
Плотн ость Удельный вес грунта в сухом состоянии
Коэффициент пористости
Степень влажности
Число пластичности
Показатель текучести
W
Р S
Ys
w.
Wp
pfi Yd
S,
MM
в долях единицы
тм3; гсм3
кНм3
в долях единицы,
в долях единицы,
тм3; гсм3 кНм3
в долях единицы
в долях единицы
то же
ГОСТ 12536—79. Грунты. Метод лабораторного определения гранулометрического зернового и микроагрегатного состава
ГОСТ 5180—84. Грунты. Методы лабораторного определения физических характеристик ГОСТ 5180—84
Ys Р sg, где g — ускорение свободного падения ГОСТ 5180—84
То же
Ре Р1 »
Yd Y 1 или Уd РdS
е Ps — PdPd или Sr wpsepw или
sr YseY w.
где рш и yw— соответственно плотность и удельный вес воды рш 1 гсм3; yw 1 кНм3
JpwLWv
JL w — w0wL— wD
Только для пылеватоглинистых грунтов То же
Природная влажность w в формулах выражена в долях единицы
Только для пылеватоглинистых грунтов То же
грунтов, которые по этому критерию делят на маловлажные 0 5Г • 0,5, влажные 0,5Sr0,8 и насыщенные водой 5Г 0,8. Использование вспомогательных показателей физических свойств грунтов для определения механических характеристик рассматривается в 1.3 8.

Таблица 1.4. Классификация песчаных грунтов по крупности частиц
Вид песка
Крупность частиц, мм
Процент от веса воздушносухого грунта
Г р а вел истый
2
25
Крупный
0,5
50
Средней крупности Мелкий
0,25
50
0.1
75 и более
Пылеватый
0,1
75
Примечание. Для определения вида грунта последовательно суммируют проценты частиц исследуемого грунта, наименование принимается по первому удовлетворяющему показателю в порядке расположения их в таблице.
Таблица 1.5. Классификация песчаных грунтов по плотности сложения
Вид песка
Плотность сложения грунтов по коэффициенту пористости е
плотных
средних
рыхлых
Гравелистые, крупные и средней
крупности
0,55
0,55.0,70
0,7Q
Мелкие
0,60
0,60.0,75
0,75
Пылеватые
0,60
0,60.0,80
0,80
Таблица 1.6. Классификация пылевато-глинистых грунтов по показателю текучее г и
Вид пылевато-глинистых грунтов по показателю текучести
Показатель текучести
Jl
Супеси:
твердые
0
пластичные
0.1
текучие
1
Суглинки и глины:
твердые
0
полутвердые
0.0,25
тугопластичные
0,25.0,50
мягкопластичные
0,50.0,75
текучепластичные
0,75. 1
текучие
1
1.3.6. Расчетные значения физико-механических характеристик грунтов
В силу естественной изменчивости грунтовых напластований достоверные значения показателей физико-механических свойств возможно установить, выполнив ряд определений каждой характеристики и проведя их статистический анализ.

Количество определений зависит от характера напластований, назначения сооружения и его конструктивных особенностей, трудоемкости испытаний.
Как правило, минимальное количество определений каждого показателя должно быть не менее шести для каждого выделенного инженерно-геологического элемента. И только в случаях продолжительных трудоемких полевых испытаний значения механических характеристик устанавливают по данным трех испытаний.
При анализе результатов полученных частных определений используют нормативные и расчетные значения показателей.
Вначале устанавливают нормативное значение Хп показателя X:
X„txin, 1.13
где Xt — i-e значение характеристики; п — количество определений характеристики.
Расчетное значение характеристики
X Xnyg, 1.14
где vg — коэффициент надежности по грунту.
Для большинства характеристик СНиП 2.02.01-83 допускает принимать 1, т. е. расчетное значение равно нормативному. Однако при назначении расчетных значений прочностных показателей и удельного веса грунтов vg 1.
При обработке результатов полевых испытаний, которые в силу своей трудоемкости являются статистически непредставительными, коэффициент уе назначается для: сцепления уг 1,5; угла внутреннего трения Vg 1,1.
Для прочностных характеристик с и р, полученных в лабораторных условиях, и удельного веса при назначении yg используется вероятностный подход. При этом
Yg 11 — Р. 1.15
где р — показатель точности оценки среднего значения характеристики. Знак «» принимается, если увеличение значения вычисляемой характеристики приводит к уменьшению несущей способности основания или увеличению внешних нагрузок; в противном случае принимается знак «—».
Например, вычисляя пассивное давление, препятствующее потере несущей способности, при назначении расчетных значений у и tgy в формуле 1.15 принимают знак «», так как в этом случае расчетные значения Yi и tgcpi обеспечивают меньшее значение пассивного давления. А расчетные значения Vi и tg pi при расчете активного сдвигающего давления назначают увеличенными, т. е. принимая знак «—» в формуле 1.15.
Величина р определяется методами математической статистики в предположении нормального закона распределения случайной величины. Она зависит от количества определений, естественной изменчивости показателя и требуемой доверительной вероятности.
90

Надежность вычисляемого расчетного показателя устанавливается значением задаваемой доверительной вероятности. Например, в расчетах по первому предельному состоянию доверительная вероятность 0,95 гарантирует, что в 95 случаях из 100 истинное значение показателя будет не менее надежным с точки зрения обеспечения несущей способности, чем расчетное значение.
Доверительная вероятность а назначается СНиП 2.02.01-83 в зависимости от опасности для здания предельного состояния при расчетах поз несущей способности а 0,95; деформациям сх 0,85.
Естественно, что расчетные значения характеристик одного и того же грунта, вычисленные с различной вероятностью, различны. Поэтому прочностные характеристики и удельный вес в зависимости от вида расчета снабжаются индексами Си qi, Yi — при расчете по первому предельному состоянию; Сц, Рш ?п— при рассчете по второму предельному состоянию.
1.3.7. Определение деформационных и прочностных характеристик грунтов по таблицам
Многочисленными исследованиями установлено наличие корреляционных связей между физическими характеристиками и деформативно-прочностными показателями, используемыми в расчетах оснований.
Определение физических характеристик представляет менее трудоемкую задачу, чем исследование механических свойств грунтов. Поэтому по результатам соответствующих сравнительных испытаний составляют таблицы, позволяющие достаточно уверенно прогнозировать деформативно-прочностные показатели, если известны определенные физические характеристики.
В табл. 1.7, рекомендуемой СНиП 2.02.01-83 для песчаных грунтов независимо от происхождения и влажности, сцепление с, кПа, угол внутреннего трения р, град, и модуль деформации , МПа, определяют в зависимости от вида грунта и коэффициента пористости. Также соответствующие таблицы разработаны для глинистых грунтов, имеющих степень влажности 5Г 0,8 и содержащих не более 5 растительных остатков.
Данные табл. 1.8 позволяют установить прочностные характеристики для четвертичных глинистых грунтов, зависящие от вида грунта, показателя текучести Jl и коэффициента пористости е.
По данным табл. 1.9 прогнозируют модуль деформации глинистых грунтов, если известны возраст и происхождение грунта, показатель текучести Jl и коэффициент пористости е.
Надежность данных табл. 1.7—1.9 позволяет использовать приведенные характеристики при предварительных расчетах оснований сооружений любого класса капитальности, а для сооружений II и III классов вести окончательные расчеты.
31

Таблица 1.7. Нормативные значения характеристик с, кПа, и ф, град, для песчаных грунтов четвертичных отложений
Вид песка
Характеристика грунта
Коэффициент пористости
0,45
0.55
0,65
0,75
Гравелистые и крупные
0п
2
1
__
Фл
43
40
38
—
Еп
50
40
30
—
Средней крупности
сп
3
2
1
—
Ф п
40
38
35
—
Еп
50
40
30
Мелкие
Сп
6
4
2
ф п
38
36
32
28
Еп
48
38
28
18
Пылеватые
сп
8
6
4
2
ф п
36
34
30
26
Еп
39
28
18
11
Таблица 1,8. Нормативные значения характеристик с, кПа, и р, град, для пылевато-глинистых грунтов четвертичных отложений
Вид глинистых грунтов и пределы нормативных значений их показа теля текучести
Харак¬
терис¬
Характеристика грунта при коэффициенте пористости е
тика
грунта
0,45
0,55
0,65
0,75
0,85
0,95
1,05
Супесн 0 JL 0,25
Сп
21
17
15
13
—
—
—
фп
30
29
27
24
—
—
—
0,25 JL 0,75
Сп
19
15
13
11
9
—
—
фл
28
26
24
21
18
—
—
Суглинки 0 JL 0,25
Сп
47
37
31
25
22
19
—
Фл
26
25
24
23
22
20
—
0,25 JL 0,50
Сп
39
34
28
23
18
15
—
Фл
24
23
22
21
19
17
—
0,50 J L 0,75
сп
—
—
25
20
16
14
12
Фл
—
—
19
18
16
14
12
Глина 0 JL 0,25
Сп
—
81
68
54
47
41
36
фл
—
21
20
19
18
16
14
0,25 JL 0,50
Сп
—
—
57
50
43
37
32
ф п
—
—
18
17
16
L4
И
0,50 JL 0,75
Сп
—
—
45
41
36
33
29
Фл
—
15
14
12
10
7
3fi

Таблица 1.9. Нормативные значения модулей деформации пылевато-глинистых
нелессовых грунтов А
Происхожде-
Наименование грунтов и пределы нормативных
Модуль деформации E, МПа, при коэффициенте пористости е
пив и возраст грунтов
значений показателя текучести J
0,35
0,45
0,55
0,65
0.75
0.85
0,95
1,05
1.2
14
1.6
Аллювиаль¬
ные
Супеси 0 JL 0,75
—
32
24
16
10
7
I
а
О
ч
Делювиаль¬
ные
Озерные
0 JL 0,25 Суглин- 0,25Jl0,50
0,50l0,75
34
32
27
25
22
19
17
17
14
12
14
11
8
11
8
6
5
___
0 JL 0,25 Глины 0,25 JL 0,5 0,5 JL 0,75
—
_
28
24
21
21
18
15
18
15
12
15
12
9
12
9
7
—
—
а
й
и
Флювиогля-
циальные
Супеси 0«L0,75
—
33
24
17
11
7
вг
Я
н
а.
а
ь ф сг
0 JL 0,25 Суглинки 0,257L0,5 0,5 JL 0,75
40
35
33
28
27
22
17
21
17
13
14
10
7
__
Мо ренные
Супеси JL 0,5 Суглинки
75
55
45
Юрские от¬
—0,25 J 0
27
25
22
—
—
ложения
Глины 0 JL 0,25
24
22
19
15
—
оксфордского яруса
0,25 JL 0,5
16
12
100
Порядок определения механических показателей грунта с использованием табл. 1.7—1.9 следующий:
1 по формуле 1.13 определяют нормативное значение физических характеристик; для этого проводят не менее 10 определений каждого показателя, если данные таблиц используются в расчетах по несущей способности, и не менее б определений, если данные таблиц используются в расчетах по деформациям;
2 по соответствующей таблице определяют искомое нормативное значение механического показателя, используя для этого в необходимых случаях линейную интерполяцию по коэффициенту пористости;
3 определяют расчетное значение механических характеристик по формуле 1.14.
Коэффициент надежности по грунту yg принимается равным в расчетах:
по деформациям уе 1; по несущей способности для с песчаных и пылевато-глинистых грунтов — 1,5; для р песчаных грунтов — 1,1; для ф пылевато-глинистых грунтов — 1,15.
2 8-919
33

В СНиП 2.02.01-83 приведены значения расчетаого сопротивления грунтов основания R0 для песчаных табл. 1.10 и пылеватоглинистых грунтов Огабл. 1.11. При этом значение R0 назначается в зависимости от простейших физических характеристик грунтов.
В табл. 1.10 значения приводятся в зависимости от вида песчаного грунта и его плотности. В табл. 1.11 значения являются функцией вида пылевато-глинистого грунта, его_коэффициента пористости е и показателя текучести Jl-
Таблица 1.10. Расчетные сопротивления основания «сложенного песчаными грунтами
Вид грунтов
Яо» кПа, в зависимости от плотности сложения
плотные
средней
плотности
Пески крупные независимо от влаж¬
600
500
ности
Пески средней крупности независимо
500
400
от влажности
Пески мелкие:
маловлажные
400
300
влажные и насыщенные водой
300
200
Пески пылеватые:
маловлажные
300
250
влажные
200
150
насыщенные водой
150
100
Таблица 1.11. Расчетные сопротивления основания RQ, сложенного пылеватоглинистыми непросадочными грунтами
Вид грунта
Коэффициент пористости
Ro, кПа, при пок грун:
0
азателе текучести га JL
1
Супесь
0,5
300
300
0,7
250
200
Суглинок
0,5
300
250
0,7
250
180
1
200
100
Глина
0,5
600
400
0,6
500
300
0,8
300
200
1,1
250
100
Примечание. Для грунтов с промежуточными значениями € и JL допускается определять величину R пользуясь интерполяцией по формуле 1.16.
34

Если показатели грунта ев Jl имеют значения, не совпадающие с табличными, то для определения характеристики R0 пользуются интерполяцией, применяя формулу
Roie, JL —JlRo1,4 J L Ro 1,1 X
X 1 — Jl Ro2,o Jl Ro2. t« I-16
где e, Jl — характеристики грунта, для которого определяется значение R0 ev е2— соседние значения коэффициента пористости, в интервале между которыми находится значение коэффициента пористости для рассматриваемого грунта; о и Яоам — табличные значения R0 для et соответственно при Jl 0, JL 1; 02.0» ,oa.i то же для с2.
Табличные значения R0 используются при определении предварительных размеров подошвы фундаментов. Допускается использование показателя ?0 для вычисления окончательных размеров фундаментов зданий и сооружений III класса, если основания сложены горизонтальными, выдержанными по толщине слоями грунта уклон не более 0,1, сжимаемость которых не увеличивается с глубиной в пределах двойной ширины фундамента ниже проектной глубины его заложения. При этом в расчет вводится скорректированное значение R, учитывающее фактическую глубину заложения d и ширину подошвы Ь, так как табличные значения относятся к фундаментам, имеющим ширину b9 1 м и глубину заложения do 2 м.
При d 2,0 м
R R0lb-b0b0 d d02d0 1.17
при d 2,0 м
R Ro П Ф - bob» К Yn d - d0. М8
где R — скорректированное значение R0, кПа; R0— расчетное сопротивление грунта основания табл. 1.10 или 1.11, кПа; b, d — соответственно фактические ширина и глубина заложения фундамента, m;yh—расчетное значение удельного веса грунта, расположенного выше подошвы фундамента, кНм8; — коэффициент, учитывающий влияние ширины фундамента для оснований, сложенных песчаными грунтами, кроме пылевых песков, 0,125; пылеватыми песками и пылевато-глинистыми грунтами kt 0,05; kt— коэффициент, учитывающий влияние глубины заложения фундамента для оснований, сложенных крупнообломочными и песчаными грунтами k3 0,25, супесями и суглинками k2 0,20, глинами ka 0,15.
Значение d, вводимое в расчет при пользовании формулой 1.18 для зданий с подвалами, зависит от ширины подвала В. При В 20 м d dv где dx— приведенная глубина заложения фундамента, принимаемая по формуле III.20 см. III.3.2. При В с 20 м расчетное значение d dx 2 м.
2
35

1.4. АНАЛИЗ ОПРЕДЕЛЯЮЩИХ ФАКТОРОВ И ВОЗМОЖНЫЕ ТИПЫ ФУНДАМЕНТОВ
Рекомендуется следующий порядок работ, предшествующих выбору типа и глубины заложения фундаментов.
1. Анализ жесткостных и конструктивных особенностей здания сооружения. В учебном проектировании совместная работа основания и фундамента учитывается приближенными методами третьей группы см. 1.1.3. Определяют вид конструктивной схемы сооружения жесткая или гибкая. Сооружение относят к какому-либо тииу по чувствительности к осадкам. Если в учебном проекте предполагается использование гибких фундаментов, то для более достоверного определения усилий в теле фундаментов вычисляют жесткость надземных конструкций по формулам методов второй группы см. 1.1.3.
Анализируют особенности объемно-планировочного решения и технологического процесса в здании выявляется наличие подвалов, оборудования, требующего специальных фундаментов, предполагаемое потребление воды в здании, подземные коммуникации, тепловой режим здания и т. д..
2. Сбор нагрузок. В курсовом проектировании нагрузки принимают без учета их перераспределения за счет деформативности основания и жесткости верхнего строения. При этом сбор нагру зок на фундамент осуществляют по грузовым площадкам в предположении статической определимости надземных конструкций.
Нагрузки на обрезе фундамента могут быть даны на основании статического расчета каркаса здания.
3. Уточнение инженерно-геологических условий строительной площадки. Для этого строят инженерно-геологические разрезы, устанавливающие равномерность слоев по простирацию. По данным изысканий для каждого инженерно-геологического элемента определяют расчетные значения физико-механических характеристик. Если в задании не даны деформативно-прочностные характеристики пластов грунта, то их вычисляют, используя табл. 1.7.1.9.
Выбор вида фундамента зависит от ряда факторов и определяется на основании всестороннего технико-экономического анализа. В учебном проектировании эта задача решается в следующей последовател ьности:
1. Определение минимально возможной глубины заложения фундаментов.
2. Нахождение возможных типов и глубины заложения фундаментов на основе анализа инженерно-геологических условий, действующих нагрузок и технико-экономических оценок.
3. Учет местных условий при выборе проектного решения.
Конструктивные формы принятого к разработке класса фундаментов уточняют в ходе дальнейшего проектирования.
36

1.4.1. Определение минимально возможной глубины заложения фундаментов
Для зданий и сооружений минимально возможную глубину заложения фундаментов определяют конструктивные особенности здания и сезонные изменения объема грунта.
Во всех случаях минимальная глубина заложения фундаментов должна быть не менее 0,5 м. Если по архитектурно-планировочным соображениям в здании необходим подвал, то минимальная глубина заложения фундаментов устанавливается на 0,5.0,7 м ниже пола подвала. Следует также учитывать глубину заложения технологических коммуникаций. В некоторых случаях конструктивная высота фундамента например, по условиям заделки анкерных болтов определяет минимально возможную глубину заложения фундамента.
Сезонные изменения объема грунта вызваны способностью пылевато-глинистых фракций адсорбировать воду. Непрерывная миграция воды из нижележащих слоев в зону промерзающего грунта приводит к образованию тонких прослоек льда. Объем адсорбированной замерзшей воды может значительно превышать объем пор грунтов, что вызывает морозное пучение, степень которого зависит от вида грунта, продолжительности и интенсивности отрицательных температур, а также глубины залегания подземных вод.
С другой стороны, некоторые адсорбирующие влагу пылеватоглинистые грунты в условиях водонасыщения или высушивания испытывают попеременно набухание или усадку.
Глубина заложения фундаментов исходя из недопущения промерзания пучинистого грунта под подошвой фундамента определяется по табл. 1.12 и 1.13 и зависит от расчетной глубины промерзания, теплового режима, конструктивных особенностей зданий, грунтовых условий и уровня подземных вод.
Расчетная глубина промерзания
df khdfn, 1.19
где df„—нормативная глубина промерзания; kh—коэффициент, учитывающий влияние теплового режима здания на глубину промерзания грунта у фундаментов наружных стен табл. 1.14.
Согласно СНиП 2.02.01-83, нормативная глубина промерзания грунта определяется одним из способов:
как среднее значение из ежегодных максимальных глубин сезонного промерзания грунтов по данным наблюдений за период не менее 10 лет;
на основе теплотехнического расчета см. формулу 1.20.
Из рекомендуемых СНиП 2.02.01-83 способов в практике используется в основном формула
dfn diVM't, 1.20
где Mt — безразмерный коэффициент, численно равный сумме абсолютных значений среднемесячных отрицательных температур за
37

Таблица 1.12,. Глубина заложения фундамент а при промерзав» грунтов,
зависящая от особенностей подземной части здания
Бид здания сооружения
Глубина заложения фундамента под стены и колонны
наружные
внутреннее
Отапливаемые: без подвала
с теплым подвалом подпольем
с холодным подвалом подпольем Неотапливаемые: без подвала
с подвалом
По табл. 1.13, учитывая I Независимо от глубины
пример к данной таблице промерзания Независимо от глубины промерзания
По табл. 1.13, считая глубину промерзания от
пола подвала
То же, считая глубину промерзания от уровня
планировки
То же, считая глубину промерзания от уровня
планировки
Примечание. Глубину заложения наружных фундаментов отапливаемых зданий и сооружений допускается назначать независимо of й при условии, если:
фундаменты опираются на мелкие пески, а специальными исследованиями установлено, что они не проявляют пучинистых свойств;
специальными исследованиями и расчетами установлено, что деформации грунтов при их промерзании и оттаивании не нарушают эксплуатационную пригодность здания или сооружения.
Таблица 1.13. Глубина заложения фундамента в зависимости от уровня подземных вод и вида грунтов в условиях возможного их промерзания
Вид грунтов под подошвой фундамента
Зависимости глубины заложения фундамента от уровня подземных вод dm » м, при
dw df 2
dw dft-2
Скальные, крупнообломочные с песчаным заполнителем, пески гравелистые, крупные и средней крупности Пески мелкие и пылеватые Супеси с показателем текучести:
JL О JL О
Суглинки, глины, а также крупнообЖомочные грунты с пылевато-глинистым заполнителем при показателе текучести грунта или заполнителя:
JL 0,25 70,25
Не зависит от dj
Не менее df
Не менее d
Не зависит от d
Не менее d
То же
Не мене df Не менее 0,5
1
Не зависит от d.
I

Таблица 1.14. Коэффициент влияния теплового режима здания кн
Особенности сооружения
kfi при расчетной среднесуточной температуре воздуха в помещении, примыкающем к наружным фундаментам, °С
0
5
10
15
I 20 и 1 более
Без подвалов с полами, устраиваемыми: на грунте
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
на- лагах по грунту
1.0
0,9
0,8
0,7
0,6
по утепленному цокольному перекрытию
1.0
1.0
0,9
0,8
0,7
С подвалом или техническим подпольем
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
Примечания: 1. В табл. 1.14 указаны значения при вылете наружного ребра подошвы фундамента от внешней грани стены до 0,5 м; при вылете 1,5 м и более значения повышаются на 0,1, но не более, чем до значения’I; тфи промежуточной величине вылета кн определяется интерполяцией.
2; Для наружных и внутренних фундаментов неотапливаемых зданий 6 1,1»
зиму в данном районе, принимаемых по главе СНиП 2.02.01-83 по строительной климатологии и геофизике; d0—глубина промерзания при Mt— 1, см для суглинков и глин — 23; супесей, песков мелких и пылеватых — 28; песков гравелистых, крупных и средней крупности — 30; крупнообломочных грунтов — 34; для грунтов неоднородного сложения определяется последовательным приближением как средневзвешенное по глубине в пределах зоны промерзания грунта.
Вначале принимают d0, полученное по формуле 1.20, предполагая, что вся зона промерзания сложена одним видом грунта с величиной d™, равной среднему значению из учитываемых величин dol. Полученное значение d™ используют для уточнения нормативной глубины промерзания dfn и средневзвешенного значения d0, учитывая фактическую толщину каждого слоя грунта с различными значениями d0.
Применение формулы 1.20 ограничивается нормативной глубиной промерзания 2,5 м.
Допускается также использование схематической карты глубин промерзания суглинков и глин на территории СССР рис. 1.11.
При залегании в зоне промерзания других грунтов данные карты следует умножить на отношение dj23, где de соответствует грунтам данной строительной площадки. Однако, используя данные карты, получают менее достоверные результаты, чем дает расчет по формуле 1.20.
Определив нормативную глубину промерзания d„, по формуле 1.19 вычисляют расчетную глубину промерзания dj. Затем по табл. 1.12 в зависимости от теплового режима здания, наличия или отсутствия подвала и по табл. 1.13 вид грунта, его состояние и уровень подземных вод определяют глубину заложения фундаментов по условиям морозного пучения грунтов.
39

Рис. 1.11» Схематическая карта нормативных глубин промерзания суглинков и глин на территории СССР

1.4.2. Характер грунтовых напластований и возможные типы фундаментов
Рассматривая возможные типы фундаментов, принимаем вс внимание минимальную глубину их заложения.
Схематизируя свойства сжимаемой толщи, разделим грунтовые напластования по деформируемости и несущей способности на удовлетворительные и слабые. Эта классификация производится с учетом конкретного сооружения, поскольку отражает способность какого-либо пласта воспринимать определенные нагрузки.
Отметим, что не рекомендуются в качестве естественных оснований следующие грунты: песчаные рыхлые, пылевато-глинистые текучей консистенции или с коэффициентом пористости, превышающем для супесей е 0,7, суглинков е 1,0 и глины е 1,1, илы, заторфованные и насыпные грунты.
В реальных условиях возможны различные комбинации удовлетворительных и слабых пластов грунта.
Рассмотрим следующие варианты.
1. Вся сжимаемая толща сложена удовлетворительными напластованиями.
2. Сжимаемая толща до глубины 20.30 м представлена одним или свитой слабых пластов; сюда же относятся слабые пласты с прослойками удовлетворительного грунта мощностью 1.2 м.
3. Верхняя часть сжимаемой толщи — удовлетворительные напластования толщиной ftj 36 хгде 6 — ширина подошвы фундамента, определяемая приближенно по формулам 1.9 и 1.10; мощность сжимаемой толщи обычно не превышает 36; ниже залегают слабые отложения.
4. Сверху залегают слабые пласты толщиной hlt ниже толща удовлетворительных грунтов. Выделим два случая: а мощность слабых пластов ft1«i3.5 м; б 3. 5 м.
5. Мощный пласт удовлетворительных грунтов на глубине hY включает прослойку слабого грунта h2.
В табл. 1.15 применительно к приведенным схемам грунтовых напластований даны варианты устройства фундаментов.
В промышленном и гражданском строительстве наиболее часто используются следующие типы фундаментов’ мелкого заложения ленточные, отдельные, плитные и свайные.
Анализ возможных вариантов фундаментов, приведенных в табл. 1.15, следует вести с учетом приведенных ниже рекомендаций.
1.4.3. Рекомендации по выбору типа фундамента
Определяя области применения различных типов фундаментов и глубину их заложения, руководствуются следующими рекомендациями.
1. Применение свайных фундаментов наиболее эффективно в районах распространения слабых и водонасыщенных грунтов.
41

Таблица L15, Рекомендуемые типы фундаментов я зависимости лт характера грунтовых напластований

В-обычных грунтовых условиях применение свайных фундаментов вместо фундаментов на естественном основании целесообразно в следующих случаях:
а для каркасных промышленных зданий при применении односвайных фундаментов при вертикальной нагрузке на фундамент не более 0,75 МН или при необходимости заглублять фундаменты на естественном основании более чем на 4,.7 м;
б для жилых и гражданских зданий при использовании коротких свай длиной 6.7 м с несущей способностью более 500 кН, а также при необходимости заглубления ленточных фундаментов более чем на 3 м;
в для сельскохозяйственных зданий при применении коротких свай вместо фундаментов на естественном основании, заглубляемых на 1,5 м и более.
2. Напластования слабых грунтов общей толщиной до 20 м, подстилаемые удовлетворительными грунтами, при устройстве свайных фундаментов должны полностью прорезаться с заглублением свай в надежный грунт; при незначительных нагрузках в этих условиях допускаются висячие сваи.
3. При двухслойном основании, представленном удовлетворительными грунтами толщиной 10. 12 м и ниже расположенными слабыми грунтами, устройство свайного фундамента осуществляют с заглублением острия свай в надежном грунте; при этом необходима проверка нижележащего слоя.
4. Применение плитных фундаментов оказывается экономичным по сравнению с раздельными или 'ленточными фундаментами, если площадь последних превышает 50.60 площади застройки здания.
5. Глубина заложения ленточных фундаментов обычно не превышает 5 м.
6. Для многоэтажных крупнопанельных жилых зданий применение ленточных фундаментов ограничивается однородными по сжимаемости основаниями, при которых сочетания показателя изменчивости ае и среднего модуля деформации Е, мПа, имеют следующие соотношения ири:
Е 7,5 аЕ 15;
Е 15 аЕ 2,0;
30 3,0.
7. При значительных нагрузках свыше 5.6 МН на фундамент глубина заложения отдельных фундаментов под колонны может достигать 8.10 м.
8. Необходимо предусматривать заглубление фундаментов в несущий слой грунта не менее чем на 0,1.0,5 м.
9. Рекомендуется закладывать фундаменты выше уровня подземных вод. При этом исключается необходимость водоотлива и сохраняется естественная структура грунта.
43

10. При заложении фундаментов ниже уровня подземных вод необходимо обеспечить осушение котлована, используя технологическое оборудование, не допускающее механической суффозии, разрыхления, нарушения естественной структуры грунта; стоимость возведения фундаментов при этом возрастает.
L4.4. Конструктивные мероприятия по снижению неравномерных осадок
В инженерно-геологических условиях второй и третьей категорий сложности см. 1.3.2 возможны неравномерные деформации основания фундаментов. Основными конструктивными мероприятиями, обеспечивающими снижение их уровня, являются следующие.
1. Изменение ширины подошвы ленточных фундаментов по длине стены в соответствии с изменением сжимаемости основания по простиранию рис. 1.12.
2 Увеличение собственной жесткости фундамента например, использование коробчатой плиты и верхнего строения, позволяющее сооружению перемещаться как единое целое рис. 1.13.
ч
Ч
JL
DL
Рис. 1.12. Изменение ширины подошвы фундамента по длине стены:
Л — расширение фундамента; 2 — сжимаемый слой грунта; 3 — слабосжимаемый грунт
Рис. 1.13. Увеличение собственной жесткости фундамента:
1 — жесткая конструкция подвала, объ« единенного с фундаментом; 2 — сжимаемый слой грунта; 3 — слабосжимаемый грунт
Рис. 1.14. Разбивка здания на отдельные жесткие отсеки:
1 — перемещения сооружения в связи с деформациями грунтов;
2 — сильносжимаемый слой грунта; 3— слабосжимаемый грунт
44

Рис. 1.15. Соответствие объемно-планировочной структуры здания характеру напластований:
1 — сильносжимаемый слой грунта; 2 —елабосжнмаемый грунт
носжимаемый слой грунта; 2 — слабосжимаемый слой
3. Разбивка протяженного здания на отдельные жесткие отсеки, каждый из которых нечувствителен к осадкам рис. 1.14. При этом ширина осадочных швов должна обеспечивать возможность крена отсеков.
4. Соответствие объемно-планировочного решения здания профилю залегания пласта, определяющего основную часть осадки здания рис. 1.15.
5. Использование фундаментов глубокого заложения, опирающихся на несущий пласт, залегающий наклонно неравномерно рис. 1.16.
6. Переменное ступенчатое заглубление фундаментов, соответствующее условиям залегания несущего пласта грунта рис. 1.17.
Перечисленные мероприятия должны быть предусмотрены на первой стадии проектирования, т. е. при назначении типа фундамента и глубины его заложения. Если в ходе расчетов выявится, что деформации основа¬
Рис. 1.17. Ступенчатое заглубление фундаментов:
1 — сильносжимаемый слой грунта; 2 — слабосжимаемый грунт
45

ния чрезмерны или несущая способность здания не обеспечена, то применяют и другие мероприятия, обеспечивающие нормальную эксплуатацию здания.
1.4.5. Учет местных условий строительства
Выбранные в результате анализа инженерно-геологических условий и технико-экономических оценок варианты фундаментных решений должны соответствовать местным условиям строительства.
Строительная организация, ведущая работы нулевого цикла, должна быть оснащена специальным технологическим оборудованием, к которому относятся: механизмы для погружения или изготовления свай свайные фундаменты, оборудование для осушения котлована без нарушения естественной структуры грунтов при заглублении фундаментов ниже уровня подземных вод, установки для технической мелиорации грунтов фундаменты на искусственном основании и т. д.
Возведение здания в непосредственной близости к существующему требует увязки глубины заложения фундаментов этих зданий. Смежные фундаменты примыкающих зданий должны быть расположены на одном уровне. Если фундаменты проектируемого здания необходимо установить на иной глубине, чем фундаменты соседнего здания, то необходимо предотвратить возможность боковых смещений грунта иод подошвой фундамента с меньшей глубиной заложения. Для этого предусматривают устройство шпунтовой стенки, разделяющей смежные фундаменты рис. 1.18, а или переход к другой глубине заложения осуществляют на расстоянии рис. 1.18, б, при котором выполняется условие
М с atgip, 1-21
где л — расстояние между фундаментами в свету; ij- — угол сдвига,
tgJ tgqi cilp,
Рис. 1.18. Конструктивные решения при заложении фундаментов соседняя зданий на различной глубине: a — устройство шпунтовой стенки; б — при выполнений условия 1.21; — фундамент существующего здания; 2 — фундамент нового здания; 3 — фундамент с большой глубиной заложены я; 4 — пяунтдоая.стенка
4

Фь Ci — соответственно расчетные значения угла.внутреннего трения н удельного сцепления грунта; р — среднее давление на грунты под подошвой вышерасположенного фундамента от нагрузок для расчета по несущей способности.
1.5. РАСЧЕТНЫЕ МОДЕЛИ ОСНОВАНИЙ
Расчетные модели задачи, с помощью которых ведут анализ системы верхнее строение — фундамент — основание, состоят из расчетной схемы сооружения и расчетной модели основания. Расчетная схема — это идеализированная упрощенная сиетема, заменяющая реальные конструкции сооружения. Расчетную модель основания определяют как искусственную систему, отражающую наиболее существенные свойства грунтов, слагающих основание.
Грунтовое основание — это сложная среда, существенные свойства которой могут изменяться под воздействием различных факторов. В расчетах используют различные модели грунтового основания, которые зависят от вида расчета, напряженного состояния грунтовой толщи, инженерно-геологических условий площадки.
Наиболее многообразны модели основания, характеризующие первую стадию деформирования грунта, когда деформации уплотнения являются преобладающими. Среди этих моделей, предполагающих линейную свзь между напряжением и деформациями рис. 1.19, рассмотрим самые распространенные табл. 1.16.
1. Модель Винклера — Фусса аредставляет собой систему ие связанных друг с другом пружин. Деформация каждой из пружин пропорциональна величине действующего на нее давления. Деформация пружин либо вполне упругая, полностью восстанавливающаяся модель Винклера, либо целиком остаточная модель Фуеса. Рассматриваемая модель не учитывает распределительную способность основания. Жесткость основания характеризуется постоянным коэффициентом постели с, кНм8.
Модель Винклера—Фусса, отличающаяся простотой, используется в расчетах конструкций на упругом основании, если сопоставительными расчетами с использованием различных моделей в экспериментальными исследованиями в полевых условиях установлена незначительная распределительная способность оснораиия.
Рис. I.t9. Диаграмма осадка—нагрузка для различных моделей основания: а — Винил ера и упругого полупространства; б — Фусса, линейно деформируемого яэдупространства и линейно деформируемого сдоя конечной толщины
«7

Таблица 1.16. Модели грунтовых оснований
Наименование модели
Параметры модели
Механическое описание модели
Характер деформирования основания под штампом
в процессе нагружения
после снятия нагрузки
Винклера
Коэффициент постели с, кНсм3
'ТГЩ
6
-ТУ
«о
Фусса
Коэффициент постели су кНсм3
С переменным коэффициентом жесткости
Коэффициенты жесткости
Clt С2,. , С
Линейно деформируемого полупространства
Линейно деформируемого слоя конечной мощности
Модуль общей деформации Е, МПа, коэффициент поперечной деформации v
Модуль общей деформации Е , МПа, коэффициент поперечной деформации v, толщина слоя Н, см
ГЖ
1 Ц
1
Hц-ео HfD't

Кроме того, моделью Винклера удобно учитывать податливость основания при расчете надземных конструкций.
2. Модель основания, в которой мерой деформативности сжимаемой толщи является переменный коэффициент жесткости с, представляет собой развитие модели Винклера—Фусса. В отличие от коэффициента постели, коэффициент жесткости учитывает не только различную сжимаемость грунтовых напластований, но и распределительную способность основания. Величина коэффициента жесткости в любой точке поверхности основания
ci pJsi 022
где р — среднее давление на единичной площадке с центром в заданной точке I; st — осадка поверхности основания в заданной точке .
Коэффициент жесткости сс определяется либо в результате штамповых испытаний, либо расчетным способом.
При испытании пробной нагрузкой необходимо получить полную осадку штампа s при заданном давлении р. Величина с1 может быть определена использованием решения теории упругости, если грунт моделировать как однородную линейно деформируемую среду с известными Е0 и v0:
-.viZ-4 ’ L23
где to — коэффициент, учитывающий форму нагруженной площадки; А — площадь передачи нагрузки.
Для назначения с в случае слоистого основания при заданном давлении pt осадка может быть определена одним из способов, приведенных в СНиП 2.02.01-83. При этом pt не должно превышать расчетного сопротивления грунта R pt R.
Модель переменного коэффициента жесткости используется в расчетах плит на упругом основании, если грунтовая толща характеризуется как неоднородное в плане основание, для которого аЕ 2.
При расчете протяженных крупнопанельных зданий на неравномерные осадки грунтовая толща описывается моделью с переменным коэффициентом жесткости, закон изменения которого задается.
3. В полной мере учитывает распределительные свойства грунта модель линейно деформируемого полупространства. Грунтовое основание, определяемое этой моделью, представляет собой линейно деформируемую среду, простирающуюся бесконечно вниз и в стороны и ограниченную сверху плоскостью. Механическое описание модели сводится к системе бесконечных вертикальных пружин, связанных между собой диагональными и горизонтальными пружинами, которые описывают распределительную способность основания.
Параметрами модели при однократном загружении являются модуль общей деформации Е0 и коэффициент поперечной деформа¬
49

ции v0. При многократном нагружении динамических воздействиях наряду с Е0 и v0 необходимо определить также упругие характеристики: модуль упругости Е и коэффициент Пуассона v. Если в расчете учитываются только упругие деформации, то модель линейно деформируемого полупространства преобразуется в модель упругого полупространства с расчетными параметрами Е и v.
Модель линейно деформируемого пол у пространства используется при расчете деформаций основания для фундаментов с шириной подошвы:
а менее 10 м, если в пределах сжимаемой толщи не залегают грунты с 'о ЮО МПа;
б более 10 м, если в пределах сжимаемой толщи залегают слои с„ Ю мПа, суммарная толщина которых превышает 0,2 Я толщины сжимаемого слоя.
Рассматриваемая модель используется также в расчетах плит на упругом основании, если оно однородно по сжимаемости а 2.
4. Усложнением модели линейно деформируемой среды является модель линейно деформируемого слоя конечной толщины. Здесь система связанных между собой пружин, представляющих механик ческое описание модели, на некоторой глубине Я подстилается жестким основанием. При этом назначение Е0 производится по данным штамповых испытаний с учетом корректирующего коэффициента тс, который приводит в соответствие расчетные и действительные осадки.
Для грунтовых напластований с Е0 100 МПа предполагаем, что на некоторой глубине Я основание является абсолютно несжимаемым, это позволяет при правильном выборе толщины сжимаемого слоя получить достоверные результаты. Для грунтовых оснований, подстилаемых на глубине Я практически несжимаемым слоем 0 100 МПа, использование этой модели отвечает ожидаемому характеру распределения напряжений и деформаций.
По сравнению с моделью линейно деформируемого полупространства в модели линейно деформируемого слоя конечной толщины вводится еще один параметр — толщина сжимаемого слоя Я, который определяется либо глубиной залегания несжимаемого слоя, либо назначается по рекомендациям, полученным в ходе наблюдений за фактическими осадками сооружений.
Данная модель используется при расчете оснований по деформациям для фундаментов, где:
а Ъ 10 м, если в пределах сжимаемой толщи суммарная мощность грунтов с Е0 10 МПа не превышает 0,2 Н;
б Ь 10 м, если в пределах сжимаемой толщи, определенной как для линейно деформируемого полупространства, залегает достаточно мощный слой с модулем деформации „ 10 МПа см. 11.2.6.
5. Основой расчетной модели Терцаги—Герсеванова для оценки хода деформирования грунтовой толщи является упругояэкое тело Фойгта, состоящее из упругого и вязкого элементов, соеди-
60

Рис. 1.20. Упруговязкое тело Фойгта: а — механическая модель; б — диаграмма деформирования
ненных параллельно рис. 1.20. Деформация упругого элемента тела Гука характеризуется выражением
ае cs 0, 1.24
где ае0 — давление, приходящееся на упругий элемент; s t — деформация элемента; с — механический параметр упругих свойств модели коэффициент постели, Нсм3.
Вязкий элемент тело Ньютона деформируется по закону вязкого течения:
ovt 4, 1.26
где г — коэффициент вязкости, Н • ссм2; dsdi — скорость вязких деформаций, смс; а0 t — давление на вязкий элемент.
Математическое описание тела Фойгта основывается на предпосылке, что в течение процесса деформирования имеет место динамическое равновесие:
о0 о„0 М0, 1.26
где at — общее давление на упруговязкий элемент.
Из выражений 1.24. 1.26 следует
dsdi ■ — 0. 1.27
Интегрируя это дифференциальное уравнение и учитывая, что при 0 s 0, получают закон деформирования тела Фойгта:
s0 yl-exp-. 1.28
Как отмечалось, особенности деформирования модели Фойгта использованы в механической модели Терцаги — Герсеванова, разработанной для описания процесса консолидации водонасыщенного грунта рис. 1.21. Поведение скелета грунта и поровой воды при нагружении имитируется соответственно пружиной и вязкой жидкостью, дренирующей через отверстия в поршне. Напряжения в скелете грунта называют эффективными а', а напряжение в по-
51

Рис. 1.21. Механическая модель Т ерца ги — Г ерсева нова
а
Рис. 1.22. Жесткопластяческое тело Кулона:
а — механическая модель; б — диаграмма напряжения сдвига — деформации
ровой воде — нейтральными и. В начале уплотнения t 0 вся нагрузка воспринимается поровой водой т' 0, о и. По мере истечения жидкости нагрузка передается скелету грунта, давление в поровой воде соответственно уменьшается. По окончании процесса фильтрационной консолидации ы 0 всю нагрузку восприни мает скелет грунта а а'.
Расчетные модели разрушения оснований, используемые в расчетах грунтов по несущей способности, базируются на предположении, что поведение грунта описывается телом Кулона. Жесткопластическое тело Кулона представляют в виде ползуна рис. 1.22,а. Тело является несжимаемым и испытывает непрерывные деформации формоизменения после достижения сдвиговыми напряжениями некоторого предела пластичности тр рис. 1.22,6.
Предельное сопротивление сдвигу тPi определяется по Кулону
v a: c О-29
где а и — соответственно нормальное давление и осредненный коэффициент трения по площадке сдвига; с — сцепление, т. е. составляющая сопротивления сдвигу, не зависящая от нормального давления.
Коэффициент трения представляет собой тангенс угла внутреннего трения грунта tg р. Отношение dig р называют эквивалентным давлением связности oeq. С учетом этого
V a ае7 tg ф. 1.30
Для сыпучего грунта с 0 сопротивляемость сдвигу зависит только от вертикального давления:
tpi atgp. 1.31
Для грунтов, обладающих только сцеплением, тело Кулона вырождается в жесткопластическое тело Сен-Венана:
т Р1 с. 1.32
Рассмотренные модели грунтовых оснований используются в последующих расчетах оснований по деформациям и по несущей способности.
62

ПРИМЕРЫ
Пример 1. Проанализировать конструктивные и жесткостные особенности одноэтажного промышленного здания, схема которого дана на рис. 1.23.
Каркас здания образуют сборные железобетонные колонны сечением 800 х 400 мм и стропильные фермы, свободно опирающиеся на колонны, т. е. сопряжение несущих элементов шарнирное. Колонны заделываются в отдельно стоящие фундаменты стаканного типа.
По степени ответственности рассматриваемое здание относится ко II классу см. 1.1.1.
По расчетному сопротивлению грунта основания здание классифицируется как имеющее гибкую конструктивную схему; по чувствительности к неравномерным деформациям основания — оно малочувствительно к осадкам. Расчеты фундаментов зданий II класса в проектной практике выполняют исходя из совместной работы сооружения и основания, т. е. нагрузки на фундаменты следует принимать, учитывая податливость основания. Однако в учебном проектировании для определения нагрузок достаточно выполнить
Рис. 1.23. К анализу конструктивных и жесткостных особенностей одноэтажного промыш¬
ленного здания:
а — разрез и элемент плана зда ния; 6 — расчетная схема поперечника; в —. нагрузки в сеченин —
на обрезе фундамента
P.S
0,00
II I-?
Т-0.15
н
а
6
,53

расчет рамного каркаса на несжимаемом основании. При этом принимают неблагоприятные комбинации усилий см. 1.2.1. Сочетания нагрузок на обрезе фундаментов отметка — 0,15 для расчета по деформациям таковы:
Комбинации
м,
F
Fh, кН
кН • м
кН
1
194
512
35
2
103
924
3 fi
Для расчета оснований по несущей способности комбинации усилий имеют значения:
Комбинации М, F„, кН Fh, кН
кН • м
1 380 940 165
2 —362 1387 —103
Пример 2. Проанализировать конструктивные и жесткостные особенности трехсекционного жилого дома по серии 87, возводимого в г. Харькове.
Девятиэтажные здания по серии 87 компонуются из секций, связанных друг с другом элементами их блокировки. Секция имеет размеры в плане в осях 12 х 25,8 м.
Конструктивное решение перекрытий здания, предусматривающее опирание круглопустотных железобетонных панелей только
на продольные кирпичные стены с шагом 6 м, не обеспечивает
восприятие зданием дополнительных усилий от неравномерных деформаций основания. Однако техническое подполье под всей площадью дома является конструктивным мероприятием, повышающим его прочность и пространственную жесткость. Поэтому при определении расчетного сопротивления грунта основания жилой дом по серии 87 следует отнести к зданиям с жесткой конструктивной схемой. Секции здания не отделены друг от друга деформационными швами, следовательно, в качестве меры жесткости принимается отношение общей длины здания L 52 м к его высоте Я 27 м.
По чувствительности к деформациям здание относится ко второй группе здания чувствительные к неравномерным осадкам. Ввиду статической определимости расчетной схемы здания вертикальные силы на фундаменты определяют сбором нагрузок по грузовым площадям см. пример 4. При этом здание имеет жесткую конструктивную форму Lw 6 м 54 м и, следовательно, фундаменты рассчитывают как центрально-нагруженные см. табл. 1.1.
Пример 3. Выполнить количественную оценку жесткости рамного поперечника 4-этажного 3-пролетного промышленного здания. Геометрические характеристики поперечных сечений и расчетные длины элементов каркаса приведены на рис. 1.24. Расчетные длины элементов равны расстоянию в свету между узлами каркаса.
64

PI P2 PZ
KJ
КЗ
KZ
Kt
КЗ
PI
КЗ
PZ
t-5,30
кг
Pt
t-5.00
Kt
5,00
15,30
КЗ
PI
КЗ
PZ
tfO
KZ
PI
tf5,00
Ki
5,00
КЗ
PZ
KZ
PZ
i2-St30
KZ
Pt
tf5fl0
Kl
15.30
5,00
5,30
Поперечные
сечения
колонн KtuKZ
gS i— 1 ,iry
Ш.ОНН КЗ
Ы
ригелей Pi uPZ
Рис. 1.24. Геометрические характеристики поперечных сечений и расчетные длины элементов каркаса многоэтажного промышленного здания
Для ригелей принят бетон класса В20 о модулем упругости Еь 26 000 МПа 2600 кНсм2; для колонн — бетон класса ВЗО с Еь 30 ООО МПа 3000 кНсма.
Жесткость рамного каркаса определяют по формуле 1.1. Жесткости ригелей и колонн:
ад 2600 3,33 • 10е кН • см2 3,33 • 10® кН ма; EbJ ЗООО4- 2,16 • 10» кН • см2 2,16 • 10 кН • м»;
адг зооо
I30
. 803
12
40
• 60»
12
40
. 403
12
0,64 • 10» кН • см2 е» 0,64 • 106 кН • ма.
Жёсткости перекрытий: а над 1-м этажом

б над 2-м этажом
'
.1му
0,64 10‘ 2,16 10
4,0
4,0
EJ2 — 3,33 • 105 1 5 з J 0,64 1QS 2,16 106 , 3,3 105
4,0 _г 4,0
19,12 • ЮБ кН • м2;
5,3
в над 3-м этажом
EJ3 3,33 • 10®
1 Ш_
1 5,3 0,
0,64 Ю5 0,64 106
4,0
4,0
0,64 106 0,64 Ю6 , 3,33 • Ю5
4,0 т 4,0
13,44 • 106 кН • м2;
5.3
г над 4-м этажом
EJi 3,33 • 10®
0,64 10»
1 й2_Ж1_
т 5,3 0,64 - 10» 3,33-
10s
4,0
9,41 • 10 кН. м2. Общая жесткость рамы
5,3
EJв. с EJ 23,88 19,12 13,44 9,41 • 106
65,85 • 10® кН. ма.
Пример 4. Определить нагрузки на ленточные фундаменты под наружную и внутреннюю продольные стены кирпичного 9-этажного дома по серии Н7 рис. 1.25, возводимого в г. Харькове.
Нагрузки собираем в двух вариантах: с коэффициентами надежности по нагрузке •? 1, что требуется в расчегах оснований по деформациям, и с коэффициентами надежности по нагрузке Y; 1, что необходимо в расчетах по несущей способности.
Постоянные нагрузки на 1 м2 перекрытий Dl, D2, D3 и покрытия D4 см. рис. 1.25,а сведены в табл. 1.17.
Временные нагрузки на 1 м2 перекрытий и покрытия согласно СНиП 2.01.07-85 учитываются в различном объеме в зависимости от вида расчета.
Полезная нагрузка на междуэтажные перекрытия ПН2 в расчетах по деформациям см. СНиП 2.01.07-85, табл. 3 принимается 0,3 кПа. В расчетах по несущей способности ПН2 составляет 1,5 х X 1,3 1,95 кПа. Полезная нагрузка ПН1 на чердачное перекрытие в расчетах по деформациям не учитывается ПН1 0, в раечетах же по несущей способности ПН1 составляет 0,7 х 1,2 0,84 кПа. Нормативная снеговая нагрузка СН1 на 1 м2 покрытия для И снегового района, к которому относится г. Харьков, составляет 0,7 кПа см. СНиП 2.01.07-85, обязательное прил. 5, карта 1' и учитывается в полном объеме в расчетах по деформациям и по

Ml
КЛ2
М3
КЛ31
i
М3
М3
'
М3
Лtfj
лм
M5
Д Щ_
ДЗ 220_
т Д°
Д2 ЖШ. _Z
Д2 16,80
Г
дг Г5®.
_ д2 560
Д2
2.80
4,92
1-1
ЗМ. ь 3.44
-U0
в
0.50
0,4.
' 0J0
У
0,00
-h
-V-
,0.10
-ш
Рис. 1.25. Определение нагрузок на ленточный фундамент: с —разрез по продольной наружной стене; б — фрагмент плана сечение —; в — узел А; , 2 — грузовые площади для наружной и внутренней стен
несущей способности. Значение СН1 в расчетах по деформациям — 0,7 кПа, в расчетах по несущей способности — 0,7 х 1,4 — — 0,98 кПа.
В расчетах по несущей способности для полезных нагрузок ПН1 и ПН2 учитывается вероятность одновременной реализации этих нагрузок в максимальных значениях. Для этого вводится
57

Таблица 1.17
Нагрузки
Нагрузка, кПа кНм, для расчета по
Коэффнцент
надежности
деформациям
несущей
способности
по нагрузкам Vf 1
От междуэтажных перекрытий Д2 ц перекрытия первого этажа Д1 рис. 1.25, а: линолеум с теплозвукоизоляционным слоем 0,6 см 0,006 X 11,0 кНм8
0,07
0,077
1,1
прослоек из быстротвердеющей мастики 0,1 см 0,001 X 16,0 кНм8
0,02
0,02
1,2
стяжка из цементного раствора 2,3 см
23- X 18,0 кНм8
0,41
0,492
1,2
Плиты минераловатные с у 1 кНм8 толщиной 7 5 см:
дЛя Д2 0,7 X 1,0
0,07
0,084
1,2
для Д1 0,05 X 1,0
0,05
0,06
1,2
Круглопустотная панель — 22 см
3,0
3,30
i,i
Итого от Д2
3,57
3,97
И т о г о от Д1
3,55
3,95
От перекрытия технического этажа ДЗ:
керамзит с у 10 кНм8 толщиной 10 см
0,1 X ю
1,0
1,2
1,2
Круглопустотная панель — 22 см
3,0
3,30
t.l
Итого от ДЗ
4,0
4,5
От покрытия Д4: защитная засыпка из гравия 2 см 0,02 X 15,0
0,30
0,36
1.2
рулонная кровля по битуму 2 см 0,02X6,0
0,12
0,144
1,2
стяжка из цементного раствора 2 см 0,02 X 18,0
0,36
0,432
1,2
ребристая железобетонная панель
1,50
1,65
1.'
Итого от Д4
2,28
2,74
коэффициент снижения полезных нагрузок tnl, определяемый по формуле 1.5:
0,4 1,8К1бП0 0,542,
где 16 — средняя площадь жилых помещений в здании; 10 — количество перекрытий выше обреза фундамента.
Вес гипсобетонных межквартирных перегородок МП1 толщиной 13 см с шагом 3 м составляет 1,3 кНм в расчетах по деформациям и 1,3 х 1,1 1,43 кНм в расчетах по несущей способности.
Нагрузка Flt, определяемая доя расчета по первому предельному состоянию по несущей способности, вычисляется с коэффициентом надежности ш нагрузке V4 1«
58

F», Д1 8 • Д2 ДЗ Д4 CHI гзЯ1 ПН1
9ПН2 2,85 9-'Щ КЛ1 КЛ2 8КЛЗ
КЛ5 8КЛ6 3,95 8 • 3,97 4,50 - 2,74 4- 0,98
0,542 0,84 9-1,95 2,85 9 ‘ 1,4' 2,85 15,88
8 • 13,84 7,98 11,22 8 • 8,39 381,92 кНм.
Нагрузка Fls на 1 м2 фундамента внутренней стены собирается с грузовой площади 2 х 2,85 5,72 м2 рис. 1.25, б. Нагрузка для расчетов по второму предельному состоянию
Fl, Д1 8 • Д2 ДЗ Д4 СН1 9ПН25,7
9МП13‘ 5,7 КЛ5 КЛ7 3,55 8 • 3,57 4,0 2,28
0,7 9 • 0,3 5,7 9 ' ‘ 5,7 196,67 10,22 467,32 кНм.
Нагрузка Fjs для расчетов по первому предельному состоянию Fl Д1 8 • Д2 ДЗ Д4 СН1 ПН1 9ПН2 57 9 ' МПз ‘ 5'? КЛ5 КЛ7 3,95 8 • 3,97 4,50
2,74 098 0,54 0,84 9-1,95 5,7 9 ' ' 5,7
216,33 11,22 553,75 кНм.
Для определения веса кирпичных стен необходимо вычислить вес отдельных участков кладки КЛ1.КЛ6 наружной стены рис. 1.25, а и участков кладки КЛ5, КЛ7 внутренней стены. При этом нагрузка для участков КЛ6 на уровне окон определяется с использованием коэффициента проемности ц, который представляет собой отношение илощади поперечного сечения кладки с учетом проемов к площади поперечного сечения глухой кладки на длине 3,445 м см. рис. 1.23, б:
3,445 • 0,51 - 0,5111,27 20,131,4-1,87 0,38 _ «
4 3,445 • 0,51 ’
Нагрузки от веса участков кладки на длине 1 м стены даны в табл. 1.18.
Полная нагрузка Fn на 1 м фундамента наружной стены собирается с грузовой площади 1 х 0,5 6,0 — 0,1 —0,19 2,85 м8 см., рис. 1.25,6. Нагрузка определяемая для расчета по второму предельному состоянию по деформациям, вычисляется с коэффициентом надежности по нагрузке yf 1:
Д1 8. Д2 ДЗ Д4СН1 9.ПН22,85
9' МПз ‘ 2,85 КЛ1 Н- КЛ2 8КЛЗ КЛ4 КЛ5
59

Таблица 1.18
Стена
Участок кладки и вычисление нагрузки
Нагрузка, кПа кНм2, в расчете по
Коэффициент надежности по нагрузке Vf 1
деформа¬
циям
несущей
способ¬
ности
Наруж¬
Кладка выше отметки 25,2 КЛ1 0,38 х 2,0 X 19,0
14,44
15,88
i.l
ная
Кладка над верхним окном КЛ2 0,51 X 0,55 X 19,0
5,32
5,85
и
Кладка между окнами КЛЗ 0,51 X 1,3 X 19,0
12,59
13,84
i,i
Кладка стены под нижним окном КЛ4
0,51 X 0,79 X 19,0
7,26.
7,98
i.l
Кладка стены технического подполья из бетонных блоков до планировочной отметки КЛ5
0,4 X 1,06 X 24,0
10,20
11,22
i.l
Кладка на уровне окон Клб с использованием коэффициента проемности га 0,525 0,5 X' 1 ,5 X 0,525
7,63
8,39
ы
Внутрен¬
няя
Кладка от отметки 27,2 до отметки 0,04 КЛ7
0.38 X 27,24 X 19,0
196,67
216,33
i,i
Кладка стены технического подполья КЛ5
0,4 X 1,06 X 24,0
10,20
11,22
i,i
8 • КЛ6 3,55 8 • 3,57 4,0 2,28 0,7 0,3 • 9 2,85
9 14,44 5,32 8 • 12,59 7,26 1020
- 8 • 7,63 329,19 кНм.
Пример. 5. Определить нагрузки на фундаменты средней и крайней колонн 4-этажного 3-пролетного промышленного здания. Основные размеры каркаса здания в осях даны на рис. 1.26.
Значения нагрузок на 1 м2 горизонтальной поверхности даны в табл. 1.19 в соответствии с рекомендациями по расчету, типовых каркасов многоэтажных зданий.
Сосредоточенная вертикальная нагрузка на обрезе фундамента под среднюю колонну собрана с грузовой площади 6 х 6 36 ма см. рис. 1.26.
Нагрузка на фундамент под среднюю колонну от трех перекрытий и покрытия при коэффициентах надежности по нагрузке у li
F0, 32,0 • 36 • 3 8,15 • 36 « 3750 кН.
Нагрузка на фундамент под среднюю колонну при коэффициентах надежности по нагрузке Tf Is
F0, 35,2, 36 • 3 • 9,50 • 36 « 4150 кН.
60

is,
СЭ
5
1
I
ms
v.
6.0
и 6,0
я vm 6,0
Рис. 1.26. Основные размеры в осях каркаса многоэтажного промышленного здания при определении нагрузок на фундаменты:
1,2— грузовые площади средней и крайней колонн; 3 — грузовая площадь стенового запол нения
Таблица 1.19
Нагрузка
Расчетная нагрузка, кПа, с коэффициентом надежности по нагрузке
Коэффици» ент надеж ности по нагрузке
V
V 1
V 1
Собственная масса железобетонных конструкций междуэтажного перекрытия в зданиях с сеткой колонн 6X6 и 9x6м
4,50
4,95
1,1
Ссбственная масса пола и перегородок на междуэтажных перекрытиях
2,50
2,75
1.1
Эксплуатационная длительно действующая Итого на 1 м2 перекрытия
25.0
32.0
30,0
35,2
1,2
Собственная масса железобетонных конструкций покрытия в зданиях с сеткой колонн 6X6 и9 X 6 м
4,50
4,95
1,1
Собственная масса конструкций кровли для здания с сеткой колонн 6x6 и 9x6 м
2,95
3,55
1.2
Снеговая нагрузка для г. Харькова Итого ня 1 м2 покрытия
0,70
8,15
0,98
9,50
1.4
Собственная масса 1 м2 конструкции стенового заполнения вертикальная поверхность
3,0
3,60
1.2

СГЙ7
97,60
гк5
98,00
Почвенный
снв.3 скв.2 9180 15100
V
О, Л
■ ПО 1
_г ■ 1
°б Лылебатый 1 песок е 3.6
• гв
52 Суглинок1-013
Y;
;»■
Ш
45.0
песок средней крупности e063t
10,0
crtfl скбМ
157,30 15140
Йрктно-г „
0
3,4
8
1.0 Ши
15lf.
■ i
oil 1
, 18,0
Суглинок
по_
Суглинок
Суглинокч, JfOM.
скВ.1
1l2fiO
скб.2
112,30
Растительный
скб.З
тго
слои ,
I
0,5 Суглинок ■7 ,35
■ g
••С
35.0
V»
О
§
US'
' 6
0,4
У
Ofi 4,5
Рис. 1.27. Геологические разре- 75 ду Щ150 U50
зы строительных площадок в ' ц
примерах расчета:
а — площадка I; б —площадка II; в — площадка III
Сосредоточенная вертикальная нагрузка на обрезе фундамента под крайнюю колонну собрана с грузовой площади перекрытий и покрытия 6 х 3 18 м2 см. рис. 1.26. При этом учитывается также собственная масса стенового заполнения, собираемая с вертикальной грузовой площади 4,8 • 4 0,3 • 6 116,4 м2.
Нагрузка на фундамент под крайнюю колонну' при коэффициентах надежности по нагрузке V 1-
Ft 32,0 • 18.3 8,15 • 18 3,0 • 116,4 « 2220 кН.
Нагрузка на фундамент под крайнюю колонну при коэффициентах надежности по нагрузке yf 1:
F„t 35,2. 18 • 3 9,5. 18 3,6 • 116,4» 2500 кН.
Пример 6. Определить показатели грунтов, используемых в расчетах оснований, для площадки I рис. 1.27, а.
Исходные физические характеристики напластований даны в. табл. 1.20. Они являются расчетными значениями, полученными в результате лабораторных определений с использованием формул М3 и 1.14.
Горизонт толщиной 0,3.0,6 м представлен растительным слоем, который из-за неопределенности его строительных свойств не используется в качестве естественного основания.

Таблица 1.20. Физико-механические характеристики грунтовых напластований строительных площадок I—III
Площадка
Горизонт
Грунт
Исходные физические характеристики
Вычисляемые физические характеристики
Механические характеристики
я
3
X
X
X
р?
Влажность
Гранулометрический состав грунта, ф с крупностью частиц, мм
о.
а
С
X
6
ф, град
09
В
я
с
X
а
а
о
А
о»
о
ю
о
cJ
i
с'1
©
ю
сГ
О
А
о
©
1
Почвенный
15,5
слой
2
Пылеватый
15,9
26,6
0,04
0,00
0,00
—
0,93
10,8
30,2
21,6
36,5
0,74
0,14
2,0
26,2
11,6
250
I
песок
3
Суглинок
18,8
27,1
0,30
0,33
0,22
. 0,11
0,73
0,87
15,6
15,4
7,6
150
4
Песок сред¬
19,6
26,6
0,20
0,00
0,00
—
0,90
74,28
17,5
7,4
—
0,63
0,84
2,0
35,4
32,0
4,0
ней круп¬
ности
1
Раститель¬
15,8
ный слой
II
2
Суглинок
17,1
27,2
0,23
0,38
0,23
0,15
0,03
0,95
25
15,3
15,0
200
3
Суглинок
18,5
27,0
0,30
0,32
0,21
0,14
0,80
0,90
6
16,3
8,0
4
Суглинок
19,9
27,3
0,27
0,37
0,23
—
—
—
—
—
—
0,14
0,30
0,75
—
34
11,0
14,0
1
Раститель¬
15,8
ный слой
щ
2
Суглинок
18,5
27,0
0,265
0,35
022
—
0,13
0,35
0,85
18
19,0.
11,0
195
3
Песок пы¬
16,8
26,6
0,03
—
—.
—
25,1
13,6
41,2
0,89
0,135
5,0
32
24,0
леватый
-Примечание. Расчетные значения деформационных и прочностных характеристик, отмеченные знаком определены по 3 данным натурных испытаний.

Анализ физико-механических свойств грунтов выполняется различно для песчаных и пылевато-глинистых грунтов. Ниже подробно рассматриваются определения соответствующих характеристик для одного песчаного горизонт 2 и одного пылевато-глинистого горизонт 3 слоев. Результаты по остальным исследованным пластам сведены в табл. 1.20.
Грунт горизонта 2 не обладает пластичностью Jp wl— wp 0, поэтому его наименование определяем по табл. 1.4. Последовательно суммируя процентное содержание фракций начиная с крупных и сопоставляя нарастающий итог с данными табл. 1.4, получаем, что грунт слоя 2 относится к пылеватым пескам частиц 0,25 мм — 0,93 2,92 7,88 30,20 41,9 50 ; частиц 0,1 мм — 41,9 21,60 73,5 75 .
Коэффициент пористости горизонта 2 см. табл. 1.5
е 1 w -1 1 0,04Ц- 1 0,739.
По табл. 1.5 данный грунт относится к пылеватым пескам средней плотности.
Степень влажности грунта горизонта 2 по табл. 1.3
Sr 0,143.
Поскольку Sr 0,143 0,5, то данный песок относится к маловлажным грунтам. Исследуемый песчаный грунт не является рыхлым и водонасыщенным, следовательно, его можно использовать как естественное основание.
Согласно табл. 1.7, с использованием интерполяции пылеватый песок с коэффициентом пористости е 0,74 характеризуется: удельным сцеплением с 2 кПа; углом внутреннего трения рн 26°24'; модулем деформации Е 11600 кПа.
По табл. 1.10 расчетное сопротивление R0 250 кПа.
Грунт горизонта 3 относится к суглинкам, поскольку
Jp wL — wp 0,33 — 0,22 0,11 0,17.
Показатель текучести грунта
Jl wL—wpJp 0,30 — 0,220,11 0,73.
Следовательно см. табл. 1.6, данный суглинок имеет текучепластичную консистенцию.
Коэффициент пористости суглинка горизонта 3
е 0,301-10,87.
Данный грунт при е 0,87 1,00 и Jl 0,73 1 может использоваться как естественное основание.
Согласно табл. 1.8 и 1.9, с использованием интерполяции для суглинка при показателе текучести Jl 0,73 и коэффициенте пористости е 0,87 механические характеристики равны: с
15,6 кПа; р 15°36'; Е 7600 кПа.
64

Используя табл. 1.11 и интерполяционную формулу 1.16, определяем R0:
R0 b°-r-f 7 i _ о,73 250 0,73. 180 0'870 х X 1—0,73200 0,73 • 100 157,8 кПа.
Горизонт 4, представленный песком средней крупности и сред ней плотности, можно использовать как естественное основание. Механические характеристики слоя даны в табл. 1.20.
Пример 7. Оценить инженерно-геологические условия строи• тельной площадки I, геологический разрез которой приведен на рис. 1.27, а физико-механические характеристики пластов даны в табл. 1.20.
Площадка характеризуется: почти горизонтальным залеганием пластов, мощность которых выдержана по простиранию; имеется один выдержанный уровень подземных вод; поверхность участка не расчлененная. Следовательно, площадка I относится к первой простой категории сложности инженерно-геологических условий.
Характер напластований и сведения о физико-механических свойствах грунтов позволяют выделить в пределах исследованной толщи четыре инженерно-геологических элемента. Как показывает анализ пример 6, все исследованные пласты, за исключением растительного слоя, могут служить естественным основанием. Однако слой 3, имеющий небольшую мощность и существенно худшие механические характеристики по сравнению со смежными слоями 2 и 4, не следует использовать как несущий пласт. При сравнительно небольших нагрузках целесообразно заложить фундаменты в слре 2. Тяжело нагруженные фундаменты потребуют заглубления в слой 4. При этом необходимо снизить уровень подземных вод на время производства работ.
Пример 8. Оценить инженерно-геологические условия строительной площадки II, геологический разрез которой приведен на рис. 1.27,6, а физико-механические характеристики пластов даны, в табл. 1.20.
Площадка II характеризуется горизонтальной поверхностью участка и наличием одного выдержанного уровня подземных вод. Однако залегание одного из пластов горизонт 3 с уклоном i 0,1 вынуждает отнести площадку ко второй категории сложности.
В пределах исследованной 15-метровой толщи по данным бурения, лабораторных испытаний и расчетов можно выделить пять инженерно-геологических элементов:
1 горизонт 1 — почвенно-растительный слой;
2 горизонт 2 — суглинок твердой консистенции с коэффициентом пористости е 0,95; может быть использован как естественное основание;
3 горизонт 3 — текучепластичный суглинок с коэффициентом пористости е 0,90; возможно использование в качестве естественного основания, но невысокие механические характеристики слоя могут вызвать неэкономичное ущирение подошвы фундамента;
3 8-919
65

4 горизонт 4 — суглинок тугопластичный с коэффициентом пористости е 0,75 имеет удовлетворительные деформатнвно-прочностные показатели; может служить естественным основанием, а также опорным пластом для острия свай.
Если позволяют конструктивные особенности и нагрузки проектируемого здания, то в качестве несущего пласта следует принять слой 2. При значительных нагрузках до 6000 кН на отдельный фундамент возможно заглубление фундамента до горизонта 4 или использование свайного фундамента.
Наклонное залегание слоя 3 может стать причиной неравномерных деформаций основания и потребовать конструктивных мероприятий например, заложение фундаментов уступами или изменения ширины подошвы по длине здания.
В определенных условиях, например, при привязке типового здания или при проектировании крупнопанельного жилого здания выполняется инженерная оценка однородности напластований площадки с использованием критериев оя и Е см. пример 9.
Пример 9. Выполнить инженерную оценку однородности напластований площадки II см. рис. 1.27, б; табл. 1.20, на которой проектируется возведение крупнопанельного 9-этажного жилого дома с ориентировочной глубиной заложения фундаментов 2,2 м и нагрузкой на обрезе фундамента 420 кНм. Определить возможность использования ленточных фундаментов.
Как видно из рис. 1.28, напластования по простиранию изменяются по линейному закону. Поэтому достаточно определить вначения средних по глубине модулей деформации E в точках вблизи скважин 2 и 5. Для фундаментов, заложенных на глубину 2,2 м, несущим является слой 2 с расчетным сопротивлением R0 200 кПа. Ширину фундаментов в первом приближении определяем по формуле I.9.:
Предполагая линейное распределение дополнительных напряжений по глубине, определяем Ёц по формуле 1.11:
1 вблизи скважины 2
Ьг fvRo 420200 2,1 м.
р0 200 кПа; ор 200— Mgg- 155,5 кПа; ар 155,5 — 2,1 88,8 кПа; 0;
0,5 • з • 2,1 • 200
13930 кПа;
200 155,5 1,4 155,5 88,8 2,1 88,8 0 2,80
2 • 15000 2 • 8000 2 • 1400
2 • 1400
в вблизи скважины 5

►о
5 ,
32
Рис. 1.28. К инженерной оценке однородности напластований на строительной площадке II
снб.г
скб. 3
скб.5
? W
Исходя из линейного изменения напластований по простиранию
Т. 13930 10650 100ПП г, 13930 , 0,
Еа j 12290 кПа; аЕ 1,31.
Согласно рекомендациям 1.4.4, применение ленточных фундаментов для крупнопанельных зданий допускается при следующих сочетаниях хЕ и Е: ссе 1,5 при Ed 7500 кПа; аЕ 2,0 при Еа 15000 кПа.
Поскольку вычисленный критерий cle не превосходит нормируемых значений при соответствующих Ел, то в данном случае возможно использование ленточных фундаментов.
Пример 10. Определить глубину заложения и возможные типы фундаментов для одноэтажного промышленного здания, возводимого на площадке 1 см. рис. 1.27, а, пример 1, табл. 1.20 в г. Харькове.
Представленные исходные данные о здании пример 1 не содержат конструктивных и технологических требований, влияющих на глубину заложения фундаментов. В этих условиях при залегании вблизи поверхности земли морозно-пучинистых грунтов для определения минимально необходимой глубины заложения фунда¬
3

ментов необходимо определить глубину сезонного промерзания грунтов.
Для пользования формулами 1.19, 1.20 принимаем d0 28, поскольку до предполагаемой глубины промерзания залегают пылеватые пески, и kh 0,6 см. табл. 1.14, температуру в здании 15° и полы на грунте:
dfn 284,8 7,3 6,91,7 126 см; df 0,6 • 126 76 см.
Согласно табл. 1.12.Л.13, для здания без подвала с залеганием ниже зоны промерзания пылеватого песка и уровнем подземных вод 2,6 м что меньше 0,76 2,0 глубина заложения должна быть не менее 76 см.
Инженерно-геологические условия площадки I см. пример 7 относятся к варианту 5 грунтовых напластований см. табл. 1.15.
В этих условиях целесообразно принять фундаменты мелкого заложения, а применительно к конструктивным особенностям здания — отдельно стоящие стаканного типа.
Следует ожидать, что при действующих нагрузках глубина заложения фундаментов в пределах 1.2 м может обеспечить требования расчета по предельным состояниям без чрезмерного увеличения размеров подошвы фундамента. При этом в качестве несущего пласта используется пылеватый песок слоя 2, причем необходима проверка прочности более слабого подстилающего слоя 3.
Пример 11. Определить глубину заложения и возможные типы фундаментов для жилого дома по серии 87, возводимого на площадке II см. рис. 1.25; 1.27,6; табл. 1.20.
Отметка пола технического подполья, предусмотренного в здании, по конструктивным соображениям должна быть на 0,82 м ниже планировочной отметки см. рис. 1.25, в, которая в данном примере в среднем на 0,2 м ниже поверхности земли. Поскольку подошва фундамента должна быть на 0,4.0,5 м ниже отметки пола технического подполья, минимально возможная глубина заложения фундамента по конструктивным соображениям должна быть на
0,2 0,82 0,4. 0,5 1,4. 1,5 м ниже поверхности земли или на 1,2. 1,3 ниже планировочной отметки.
Согласно табл. 1.12, наличие теплого подполья позволяет закладывать подошву фундаментов независимо от глубины промерзания. При этом грунты в период строительства должны быть защищены от увлажнения и промерзания.
Инженерно-геологические условия площадки II см. пример 8 могут быть отнесены к варианту 3 для фундаментов вблизи скважин 1 и 2 или к варианту 5 для фундаментов вблизи скважин 3 й 4 грунтовых напластований см. табл. 1.14. В обоих случаях целесообразно использовать фундаменты мелкого заложения, в частности—ленточные фундаменты с заложением их в слое 2 на глубине 1,4.1,5 от поверхности земли. При этом следует проверить прочность слоя 3, подстилающего несущий слой 2.
68

Если в ходе расчетов выявится, что общая площадь подошвы ленточных фундаментов превышает 50.60 площади застройки, то рациональным будет переход к плитному фундаменту.
Пример 12. Определить глубину заложения и тип фундаментов для 4-этажного промышленного здания, возводимого на площадке III в г. Харькове см. рис. 1.23; 1.27,в, табл. 1.20.
Минимально возможная глубина заложения фундамента определяется только возможностью морозного пучения грунтов, поскольку в здании не предусмотрена подвальная часть.
Нормативная глубина промерзания по формуле 1.20
dfn d0VM 2314,8 7,3 6,9 1,7 104,6 см,
где d0 23 см, так как до предполагаемой глубины промерзания эалегают суглинки.
По табл. 1.14 определяем коэффициент влияния теплового режима kh 0,6, принимая в здании без подвала полы на грунте и температуру воздуха в помещениях первого этажа 15°.
Расчетная глубина промерзания по формуле 1.19
df 104,6 • 0,5 63 см.
Согласно табл. 1.12.1.13, глубина заложения фундаментов по условиям сезонного промерзания грунтов должна быть не менее
0,5df 32 см, поскольку подземные воды залегают на глубине 5 м, т. е. 5 м 0,63 2 df 2, а промерзающий грунт — суглинок с Jl 0,25.
В соответствии со схемами грунтовых напластований см. 1.4.3 напластования площадки III могут быть отнесены к варианту 1 или варианту 4а в зависимости от значений нагрузок на фундаменты. В этих грунтовых условиях возможно применение фундаментов на естественном основании или свайных см. табл. 1.15.
Опыт проектирования показывает, что для промышленных зданий целесообразны свайные фундаменты, если глубина фундаментов мелкого заложения для каркасных промышленных зданий превышает 4.7 м или если слой слабого грунта под ростверком до кровли более прочного слоя песка меньше 2,5 м. Таким образом, следует принять фундаменты на естественном основании.
Нагрузка на уровне обреза фундамента на среднюю колонну составляет 3750 кН см. пример 5, табличное расчетное сопротивление грунта первого слоя R0 195 кПа. Следовательно, площадь подошвы фундамента А под среднюю колонну в первом приближении
37500-3750 22 ц
Здесь собственный вес фундамента и грунта на его обрезах принят в размере 15 от нагрузки на колонну. Так как грузовая площадь на, одну среднюю колонну составляет 6 х 6 36 м,
22 1
площадь фундаментов может достигнуть -100 62 площади

вастройки. В этих условиях целесообразно принять плитный фундамент, причем глубина заложения плиты регламентируетея только соображениями конструктивного оформления таких фундаментов.
Прорезка сравнительно слабого слоя суглинка с заложением отдельно стоящих фундаментов на глубину 4,0.4,5. м в песчаном слое представляется более трудоемким и дорогостоящим решением по сравнению с плитным фундаментом. Дополнительные трудности может вызвать наличие подземных вод вблизи подошвы фундамента.
II. ОСНОВЫ РАСЧЕТА ОСНОВАНИЙ ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ состояниям
II.1. ИСХОДНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Расчет строительных конструкций и оснований в СССР ведут методом предельных состояний.
Предельное состояние оснований наблюдается, если при деформировании грунтовой толщи надфундаментные конструкции теряют несущую способность или нарушается нормальная эксплуатация всего сооружения или его элементов. Предельное состояние основания может быть достигнуто на различных этапах загружения грунтовой толщи. Типичная кривая деформирования грунта под нагрузкой может быть разделена на фазы рис. II. 1. В первой фазе участок ОА происходит уплотнение грунта за счет уменьшения его пористости. Считают, что наблюдающаяся при этом прямолинейная связь между напряжениями и деформациями сохраняется до тех пор, пока напряжения в грунтовом массиве не превысят расчетного сопротивления грунта основания R. Согласно СНиП
2.02.01-83, расчетное сопротивление зависит от многих факторов: прочностных и физических свойств грунта, размеров фундамента, жесткости надземного строения см. формулу II 1.13. В первом приближении используется параметр R0— расчетное сопротивление, принимаемое по табл. 1.10.1.11. Удельная нагрувка, при которой под подошвой фундамента среднее давление равно R, навывается начальной критической нагрузкой ррг.
Дальнейшее увеличение нагрузок участок АВ приводит к развитию сдвиговых деформаций в грунте. Процесс образования в грунтовом массиве площадок сдвига, сопровождающийся неравномерными деформациями, прогрессирует. К концу второй фазы, называемой фазой течения, деформации сдвига являются преобладающими. Отдельные зоны нарушения прочности сливаются, образуя поРвс. 11.1. Деформирование грун- верхности скольжения. Количествента под нагрузкой ной характеристикой границы вто¬

рой фазы является рРи предельная критическая нагрузка. Для определения ри используются решения механики грунтов см. II.3
Третья фаза деформирования, наступающая при дальнейшем незначительном увеличении нагрузки, характеризуется полным исчерпанием несущей способности грунта. Деформации имеют провальный характер. При этом происходит перемещение одной части массива грунта относительно другой. Это явление называется нарушением устойчивости грунтового массива. Используют также понятие «потеря прочности грунта», имея в виду причину взаимных аварийных смещений частей грунтового массива.
Если нормальная эксплуатация сооружения невозможна при исчерпании грунтом прочности, то достигается предельное состояние основания по несущей способности первое предельнее состояние. Бели деформации основания оказываются чрезмерными для надземных конструкций, то достигается предельное состояние основания по деформациям второе предельное состояние.
Целью расчета оснований по предельным состояниям является уточнение предварительно принятых размеров фундамента такими пределами, при которых гарантируются прочность, устойчивость и трещиностойкость конструкций, включая общую устойчивость сооружения, а также нормальная эксплуатация надземных конструкций при любых возможных нагрузках и воздействиях.
Сжимаемость дисперсных грунтов в сотни раз выше сжимаемости строительных материалов надземных конструкций. Поэтому расчет оснований по деформациям приобретает первостепенную значимость и всегда должен выполняться при проектировании оснований фундаментов.
В расчетах по второму предельному состоянию действующий СНиП 2.02.01-83 ограничивает среднее давление под подошвой фундамента величиной R. Поскольку расчетное сопротивление грунта меньше предельного давления при потере прочности ры R см. рис. II.1, удовлетворение требованиям расчета по деформациям обычно гарантирует от наступления предельного состояния по устойчивости. Однако в определенных условиях, когда в грунтовом массиве возможно возникновение напряжений, близких к предельному сопротивлению грунта сдвигу, расчет основания по несущей способности также необходим. К таким неблагоприятным условиям относят: наличие значительных горизонтальных нагрузок; расположение проектируемых фундаментов вблизи откоса; залегание в основании водонасыщенных медленно уплотняющихся пылевато-глинистых грунтов, характеризующихся пониженной сопротивляемостью сдвигу.
11.2. РАСЧЕТ ОСНОВАНИЯ ПО ДЕФОРМАЦИЯМ
Задача расчета по деформациям состоит в том, чтобы не допустить такие деформации основания, при которых нарушается нормальная эксплуатация, надземных конструкций.
Ш

Основное условие расчета определяется выражением
s-su, II.1
где s—совместная деформация основания и сооружения, определяемая расчетом; su' — предельное допустимое значение деформации основания с точки зрения обеспечения прочности, устойчивости, трещиностойкости конструкций и нормальной эксплуатации верхнего строения.
Деформации основания обусловлены сжимаемостью грунтовой толщи и нагрузками, передаваемыми от верхнего строения. Распределение же нагрузок по поверхности основания зависит от жесткости и конструктивных особенностей надземного сооружения. С другой стороны, жесткостные и конструктивные характеристики здания сооружения имеют решающее значение при назначении предельно допустимых деформаций su. Существование такой сложной взаимосвязи между основанием и сооружением предопределяет положение СНиП 2.02.01-83 о расчете оснований по деформациям исходя из условий совместной работы здания сооружения и основания. Наиболее полно и точно это положение реализуется при расчете сооружений и оснований как единой пространственной системы.
Выше отмечались трудности комплексного расчета системы сооружение — основание см. 1.1.2, поэтому реализацию условия II. 1 осуществляют, перераспределяя нагрузки на основание методом последовательных приближений. В первом цикле определяют нагрузки на фундамент, предполагая, что основание несжимаемо. Далее по ним устанавливают абсолютные осадки и разность осадок соседних фундаментов способы расчета деформации см. II.2.6; II.2.7. Во втором цикле производят перерасчет надземной части здания при полученной разности осадок и находят изменение нагрузок. По новым нагрузкам снова рассчитывают осадки. Сравнив осадки первого и второго циклов, переходят к третьему. Процесс приближений ведут до тех пор, пока осадки, полученные в последнем цикле, не будут отличаться от осадок предыдущего с заданной степенью точности. Из-за трудоемкости метода допустимо определение деформации основания без учета совместной работы основания и сооружения при следующих условиях:
а при расчете зданий и сооружений III класса;
б для зданий и сооружений, конструкции которых не рассчитаны на усилия, возникающие в них при взаимодействии с основанием здания, чувствительные к осадкам; классификация, данная в 1.1.3;
в при привязке типовых проектов к местным геологическим условиям, если в них разработаны рекомендованные СНиП 2.02.01-
83 критерии предельно допустимых деформаций;
г при определении средних значений деформаций зданий и сооружений.
В ходе расчета по деформациям определяются деформации основания s и сравниваются с предельными для данного типа зданий
72

деформациями su. Если условие II. 1 не удовлетворяется, то возможно применение следующих мероприятий: изменение размеров фундамента; переход к другому типу фундаментов; улучшение деформативно-прочностных показателей грунта основания; изменение конструктивных, жесткостных и прочностных характеристик верхнего строения.
I1.2.1. Причины деформации основания
Деформации оснований зданий сооружений могут быть вызваны: нагрузками статическими, динамическими и ударными; изменением гидрогеологических условий изменением уровня вод — высушиванием или насыщением грунта; физическими и химическими изменениями в грунтах замораживанием, оттаиванием, воздействием кислот и щелочей, разложением органических включений; другими факторами подземными разработками, эрозией и т. д..
В зависимости от причин, вызывающих деформации, их подразделяют на следующие виды:
осадки — деформации, происходящие в результате уплотнения грунта под нагрузкой;
просадки — дополнительные осадки, вызванные коренными изменениями структуры грунта, при воздействии влаги, нагрузок и собственного веса грунта;
набухания и усадки — деформации изменения объема некоторых грунтов, возникающие при изменении влажности, температуры или при воздействии химических реагентов;
оседания — деформации, вызываемые изменением гидрогеологических условий или воздействием каких-либо физических факторов.
Ниже анализируются методы расчета осадок, вызываемых статическими нагрузками. Этот вид деформаций является повсеместным. Методы расчета или прогнозирования деформаций, вызываемых другими причинами, а также способы их предотвращения относятся к вопросам проектирования оснований в особых условиях.
11.2.2. Количественные характеристики деформаций
В качестве меры абсолютных деформаций основания используются абсолютная осадка отдельного фундамента s и средняя осадка здания сооружения s.
Абсолютная осадка отдельного фундамента представляет собой среднее вертикальное перемещение фундамента при действии нагрузок. Для фундаментов, имеющих сложную конфигурацию в плане, вычисляется осадка их центра тяжести.
Средняя осцдка является показателем равномерной сжимаемости и определяется как средневзвешенная осадка не менее чем трех
73

Рис. II.2. Схемы деформаций оснований в надфундаментных конструкций: а — перекос каркаса здания с податливыми системами конструкций; 6 — крен жесткого сооружения; в — прогиб; г — выгиб
характерных для здания по размерам и нагрузкам фундаментов:
s II. 2
гдest и At — соответственно абсолютная осадка и площадь подошвы t-ro фундамента.
Использование показателя s определяется, с одной стороны, архитектурно-эстетическими и технологическими требованиями. С другой стороны, как показывают наблюдения, уровень неравномерности осадки корреляционно связан со средней осадкой. По имеющимся данным, разность осадок фундаментов составляет
0,5.0,75 s. Поэтому s является также косвенной характеристикой аеравномерности осадки.
При воздействии горизонтальных неуравновешенных нагрузок используется также параметр и — горизонтальное перемещение фундамента или здания в целом.
Прямыми характеристиками неравномерности деформаций являются: относительная неравномерность осадок двух фундаментов AsZ.; крен фундамента или сооружения в целом t; относительный прогиб или выгиб .
Относительная неравномерность осадок двух фундаментов характеризуется разностью осадок этих фундаментов As -f- s2, Отнесенной к расстоянию между ними L рис. II.2,а.
Крен фундамента или сооружения в целом i представляет собой отношение разности осадок крайних точек фундамента фунда-
ifU
74

ментной плиты сооружения к длине или ширине этого фундамента рис. II.2, б.
Относительный прогиб или выгиб fll определяется отношением стрелы прогиба или выгиба к длине участка однозначно изгибаемого здания сооружения I рис. II,2, в, г:
_ __ S2 1 b S3 gj
где и Sq— осадки концов однозначно изогнутого участка; s2— наибольшая или наименьшая осадка на рассматриваемом участке; I — длина рассматриваемого участка искривления.
При оценке предельно допустимых деформаций зданий с точки зрения их несущей способности используются также показатели кривизны изгибаемого участка здания и относительного угла закручивания здания.
11.2.3. Предельно допустимые совместные деформации здания и основания
Предельно допустимые совместные деформации здания и основания устанавливаются в ходе проектирования. При их назначении используют критерии, гарантирующие эксплуатационную пригодность здания сооружения s,s и его несущую способность su, •
Критерий su,s ограничивает возможные деформации здания исходя из обеспечения нормальной эксплуатации технологического оборудования например, кранового хозяйства, нормальных бытовых условий в здании, удовлетворения эстетическим требованиям. Значения su,s устанавливаются соответствующими нормами и техническими условиями на проектирование.
Критерий sUtf, гарантирующий прочность, устойчивость,
трещиностойкость конструкций, а также общую устойчивость здания, устанавливается в ходе расчета верхнего строения, учитывая податливость основания. Подобные расчеты выполняются, как правило, при разработке типовых проектов и должны учитывать различнее деформации оснований, вызванные многообразием грунтовых условий. При этом значения su,f определяются для всех видов количественных характеристик деформаций см. II.2.2.
Для зданий и сооружений, имеющих жесткие сопряжения несущих элементов, но конструктивно не приспособленных к восприятию неравномерных деформаций здания, чувствительные к неравномерным осадкам, см. классификацию, 1.1.3, предельно допустимые совместные деформации по условию обеспечения несущей способности устанавливаются в соответствии с табл. 11.1. Данные этой таблицы используются и тогда, когда конструкции зданий не рассчитаны на неравномерную сжимаемость основания. Поскольку табл. И.К составлена в результате натурных наблюдений за поведением зданий, то область ее применения ограничивается только теми типами зданий сооружений, которые в ней указаны.
7»

Таблица II.1. Предельно допустимые деформации оснований
Предельные деформации основания
Средняя
Сооружения
Относительная разность осадок Д sLu
Креи i
г м и и максимальная осадка smax к» см
1
Производственные и гражданские одноэтажные и многоэтажные с пол¬
ным каркасом:
0,002
железобетонным
8
стальным
0,004
12
2
В конструкциях которых не возникают усилия от неравномерных оса док
0,006
15
Многоэтажные бескаркасные с несущими стенами из:
крупных панелей
0,0016
0,005
10
крупных блоков или кирпичной
0,0020
0,005
10
кладки без армирования
0,0024
0,005
15
то же, с армированием, в том числе с устройством железобетонных
поясов
4
Сооружения элеваторов из железобетонных конструкций:
рабочее здание и силосный корпус
—
0,003
40
монолитной конструкции на одной
фундаментной плите
0,003
30
то же, сборной конструкции
—
отдельно стоящий силосный корпус
0,004
40
монолитной конструкции
0,004
30
то же, сборной конструкции
—
отдельно стоящее рабочее здание
0,004
25
5
Дымовые трубы высотой Я, м:
100
—
0,005
40
100 Я 200
—
12Я
30
200 Я 300
12 Я
20
300
—
12Я
10
6
Жесткие сооружения высотой до 100 м кроме указанных в поз. 4, 5
—
0,004
20
7
Антенные сооружения связи:
стволы мачт заземленные
—
0,002
20
то же, электрически изолирован¬
—
0,001
10
ные
башни радио
0,002
—
—
башни коротковолновых радиостанций
башни отдельные блоки
0,0025
—
—
0,001
—
—
8
Опоры воздушных линий электропередачи:
промежуточные прямые
0,003
0,003

Продолжение табл. II.1
Предельные деформации основания
Сооружения
Относительная разность осадок Д sLu
Крен i
Средняя su ir максимальная осадка smax «• см
анкерные и анкерно-угловые, промежуточные угловые, концевые, порталы открытых распределительных устройств
0,0025
0,0025
—
специальные переходные
0,002
0,002
Примечания: 1. Если основание сложено горизонтальными с уклоном не более 0,1, выдержанными по толщине слоями грунтов, предельные значения максимальных и средних осадок допускается увеличивать на 20 .
2. Для сооружений с ’ фундаментами в виде сплошных плит поз. 1.3 предельные значения средних осадок допускается увеличивать в 1,5 раза.
3. В гр. 5 в скобках дана максимальная осадка smaxu.
Критерий sa,f не устанавливается в следующих случаях:
для зданий и сооружений, нечувствительных к неравномерным деформациям см. классификацию, 1.1.3;
если при разборке индивидуального проекта в ходе расчета оснований по деформациям и с учетом перераспределения нагрузок, вызванных податливостью основания, производится проверка прочности, устойчивости и трещиностойкости конструкций.
Во всех случаях применения табл. II. 1 несущая способность верхнего строения обеспечена и расчет по деформациям осуществляется с использованием только критерия su,s.
11.2.4. Условия, при которых расчет деформаций возможно не производить
Для определенных видов зданий и сооружений, возведенных в благоприятных инженерно-геологических условиях, прочность, устойчивость, трещиностойкость и нормальная эксплуатация надземных конструкций гарантируются СНиП 2.02.01-83 без расчетов осадок. Достаточно выполнения требования о том, чтобы среднее давление под подошвой фундамента р не превышало расчетного сопротивления грунта основания р R.
Перечень зданий и вариантов грунтовых условий дан по материалам расчетов й натурных измерений деформаций построенных сооружений табл. II.2.
При разработке типовых проектов СНиП 2.02.01-83 рекомендует устанавливать такие критерии, удовлетворение которым позволяет упростить деформационные расчеты при привязке типовых зданий к местным условиям. Эти критерии определяются в ходе расчетов, учитывающих неравномерную сжимаемость основания. К ним относятся
77

Таблица II.2. Виды зданий и варианты грунтовых условий,
при которых расчет осадок необязателен
Вид здания сооружения
Вариант грунтовых условий
Примечания
Производственные
здания
Одноэтажные с несущими конструкциями, малочувствительными к неравномерным осадкам и с мостовыми кранами грузоподъемностью до 50 т •включительно Многоэтажные до 6 этажей включительно с сеткой колонн не более 6 X X 9 м
Жилые и общественные здания
Прямоугольной формы в плане без перепадов по высоте, с полным каркасом и бескаркасные, с несущими стенами из кирпича, крупных блоков или панелей: протяженные многосекционные высотой до 9 этажей включительно;
несблокированные башенного типа высотой до 14 этажей включительно
Все другие здания и сооружения иного назначения при аналогичных с ними конструкциях и нагрузках
Крупнообломочные грунты при содержании заполнителя 40 Пески любой крупности, кроме пылеватых, плотные и средней плотности
Пески любой крупности, только плотные Пески любой крупности и только средней плотности при е 0,65
Супеси е0,65, суглинки е с 0,85, глины е0,95, если диапазон изменения коэффициента пористости грунтов на площадке не превышает 0,2 Пески, кроме пылеватых е0,7 в сочетании с глийистыми грунтами моренного происхождения е 0,5, JL 0,5 независимо от порядка их залегания
Отдельные слои грунтов, приведенные в гр. 2 и составляющие основание здания, должны иметь горизонтальное уклон не более 0,1, выдержанное по толщине залегание Ширина отдельных ленточных фундаментов под несущие конструкции или площадь отдельных столбчатых фундаментов не должна отличаться более чем в два раза
Нагрузки на полы производственных зданий не должны превышать 20 кПа
предельные значения степени изменчивости сжимаемости основания ав при данном среднем модуле деформации Е: предельнйе значения аЕ при данной средней осадке?; предельная неравномерность деформаций основания Д, соответствующая нулевой жесткости сооружения;
рекомендуемый перечень вариантов грунтовых условий, при которых расчет по деформациям необязателен.
Например, крупнопанельные здания вначале рассчитывают на неравномерные осадки основания с характеристиками ае 2 и Е 15 МГ1а. Затем в соответствии с результатами расчета

предусматривают необходимые конструктивные мероприятия для надземной части здания. Далее для указанных значений параметров аЕ и Е выполняется расчет осадок без учета жесткости коробки здания и устанавливается условно допустимая неравномерность осадок фундаментов, равная отношению минимальной разности осадок к длине участка, на котором она возникает. После этого для всех типовых решений фундаментов выявляются предельные сочетания характеристик аЕ и Е, при которых неравномерность осадок отдельных фундаментов, вычисленная без учета жесткости здания, не превосходит условно допустимой неравномерности осадок.
Если при привязке типового проекта хЕ для принятой стройплощадки будет меньше предельно допустимой при соответствующем Е или если напластования могут быть отнесены к одному из рекомендованных в типовом проекте варианту грунтовых условий, то расчет по деформациям считают удовлетворенным при соблюдении требования р R
11.2.5. Необходимость учета взаимного влияния соседних фундаментов при расчете деформаций
Кроме нагрузок, приложенных непосредственно к рассчитываемому фундаменту, на его осадку может влиять загружение соседних фундаментов, степень которого определяется расстоянием между фундаментами, давлением под подошвой, размерами подошвы, сжимаемостью и распределительной способностью основания и т. д.
На базе теоретических решений, определяющих деформации основания за пределами площадки загружения, установлены расстояния между фундаментами, при которых их взаимное влияние несущественно дополнительная осадка не превышает 0,2.0,4 см. Практические рекомендации сводятся к проверке выполнения условия
keLf Lg, II.4
где Lf— фактическое расстояние между осями фундаментов, см; Lg— расстояние, получаемое по графикам рис. II.3 в зависимости от ширины подошвы Ь и среднего давления под подошвой влияющего фундамента, см; kc — коэффициент, определяемый по формуле
kc E- 101, Н-5
где Ь — ширина подошвы влияющего фундамента, см; Е — средний модуль деформации в пределах сжимаемой толщи, МПа; 0,06 — коэффициент, смМПа.
Графики позволяют определять величину Lt для квадратного фундамента рис. II.3,а и прямоугольного с соотношением сгсрон lib 5 рис. II.3, б. Для фундаментов с соотношением сторон 1
1Ь 5 коэффициент kc определяется интерполяцией значений, полученных по графикам.
79

котором учитывается взаимное влияние осадок:
о —для квадратного фундамента; б — для прямоугольного фундамента с 1р 5
Применение формул II.4, II.5 допускается при различном взаимном заглублении соседних фундаментов. Если условие II.4 выполняется, то при расчете деформаций расположенных рядом фундаментов необходимо учитывать их взаимное влияние способы учета см. в II.2.6. В противном случае дополнительной осадкой, вызванной соседним фундаментом, можно пренебречь.
11.2.6. Методы расчета вертикальных деформаций
Среди разработанных способов расчета вертикальных деформа ций основания в СНиП 2.02.01-83 выделены метод послойного сум мирования и метод с использованием расчетной схемы в виде линейно деформируемого слоя конечной толщины. Они основываются на расчетных моделях, предполагающих линейную связь между напряжениями и деформациями. Основные условия, при которых грунт возможно считать линейно деформируемой средой, выражаются неравенствами для фундаментов центрально-нагруженного
pRl II.6
внецентренно нагруженного
Рпмх 12?, II.7
где р — среднее давление под подошвой фундамента; R — расчетное сопротивление грунта основания рекомендации по назначению параметра R приведены в III.3.1; рта — максимальное давление у края подошвы внецентренно нагруженного фундамента.
90

Условия II.6, II.7 являются определяющими при назначении размеров подошвы фундамента см. II. 1.3.
Область применения каждого из рекомендуемых СНиП 2.02.01-83 методов расчета обусловлена характером грунтовых напластований и размерами подощвы рассчитываемых фундаментов.
Метод линейно деформируемого слоя конечной толщины используется в двух случаях:
а если в пределах сжимаемой толщи основания Нс, определенной как для линейно деформируемого полупространства, расположен малосжимаемый слой с модулем деформации г100МПА; при этом толщина малосжимаемого слоя ht должна быть не менее, чем
Л1Яс1-7ё1» Н-8
где Ег— модуль деформации грунта, подстилающего слой грунта с модулем реформации Ег:
б если ширина диаметр фундамента Ь 10 м и модуль деформации грунтов основания Е 10 МПа; при этом ниже сжимаемой толщи с допускается наличие слоя грунта с Е 10 МПа, если толщина его не превышает 0,2 Яс.
В остальных случаях рекомендуется универсальный метод послойногосуммирования, позволяющий при расчете осадок учесть все многообразие грунтовых условий и нагрузок.
Отметим, что определение параметра Нс, используемого СНиП
2.02.01-83 в критериях применимости метода линейно деформируемого слоя, довольно трудоемко. Поэтому в первом приближении можно упрощенно принимать Нс 1,5.2,06 — для квадратных и с 2,5 b — для ленточных фундаментов см. 1.3.3.
Наряду с излагаемыми ниже методами СНиП 2.02.01-83 в в прил. IV описан практический способ учета нелинейной фазы деформирования грунтов, развивающий линейные методы расчета осадок.
Метод послойного суммирования. Сущность метода состоит в следующем: основание разбивается на элементарные слои; в пределах сжимаемой толщи определяется осадка каждого слоя от дополнительных вертикальных напряжений; затем осадки всех элементарных слоев суммируются.
Метод базируется на следующих предпосылках:
1. Основание моделируется линейно деформируемым полупространством.
2. Сжимаемая толща, ниже которой осадки несущественны, ограничивается глубиной, где выполняются определенные соотношения между вертикальными напряжениями от собственного веса грунта и дополнительными напряжениями от внешней нагрузки.
3. Осадка вызывается дополнительным вертикальным давлением р0, которое для фундаментов с шириной подошвы Ь » 10 м принимается равным среднему давлению р под подошвой фундамента. Для фундаментов с шириной подошвы Ь 10 м учитывается эффект заглубления, и давление р0 равно разности среднего дав-
81

Рис. 11.4. Распределение по глубине напряжений от собственного веса грунта и дополнительных напряжений
ления р и вертикального напряжения от собственного веса грунта на уровне подошвы фундамента аг8, ор0 Р — ozgi о.
4. При определении осадок учитываются только напряжения, действующие по вертикали, которая проходит через центр рассчитываемого фундамента без учета его жесткости.
Расчет методом послойного суммирования ведут в следующей воследовател ьнос и:
1 построение эпюры вертикальных напряжений от собственного веса грунта;
2 построение эпюры дополнительных вертикальных напряжений от внешней нагрузки при необходимости учитывая влияние соседних фундаментов или нагрузки на полах;
3 определение глубины сжимаемой толщи;
4 вычисление полной осадки, суммируя осадки элементарных слоев в пределах сжимаемой толщи.
В методе послойного суммирования используется расчетная схема, показанная на рис. II.4.
12

Вертикальные напряжения от собственного веса грунта аге, являются линейной функцией глубины. На уровне подошвы какоголибо k-ro пласта, залегающего на глубине г, значение ozg, ь составляет
—1 УНк, П.9
где агв _ — напряжение от собственного веса грунта на кровле k-то слоя: ук и Л — соответственно удельный вес и мощность k-ro грунтового пласта.
Для слоев водопроницаемого грунта, находящихся ниже уровня подземных вод, удельный вес
Уь. ь т. й — Ю1 ек, Ц.Ю
где уь, к — удельный вес k-ro слоя грунта с учетом взвешивающего дёйстаия воды, кНм3; Vs. — соответственно удельный
вес частиц грунта и коэффициент пористости k-ro геологического пласта.
На кровле водоупорного пласта эпюра напряжений от собственного веса грунта имеет скачок за счет гидростатического давления см. рис. II.4. Этот прирост составляв уwdc— »• гДе V»— удельный вес воды, равный 10 кНм3.
Построение эпюры напряжений от собственного веса грунта при планировке срезкой начинают с планировочной отметки, а при планировке подсыпкой — с отметки природного рельефа.
Дополнительные напряжения вычисляют, основываясь на теоретическом решении о распределении напряжений в упругом полупространстве от равномерно распределенной нагрузки на поверхности. На глубине г по центральной вертикальной оси гибкого фундамента дополнительное напряжение
агр аре, 11.11
где р0 р — azg, о — дополнительное вертикальное давление на основание для фундаментов шириной 10 м, р0 р р — среднее давление под подошвой фундамента; azg, о — вертикальное напряжение от Собственного веса грунта на уровне подошвы фундамента; а — коэффициент-, учитывающий уменьшение дополнительных напряжений по глубине.
Коэффициент а зависит от приведенной глубины 2z6, на которой определяется дополнительное напряжение, и соотношения сторон подошвы фундамента я lЬ причем Ь — меньшая сторона; значения а даны в табл. II.3.
Для построения эпюры Дополнительных напряжений грунтовая толща разбивается на элементарные слои ht мощностью hc 0,2 Ь или h 0,46. Используя табл. Н.З, находят щ по подошве каждого t-го элементарного слоя. При этом представляет
собой глубину залегания подошвы i-го слоя, отнесенную к ширины или радиусу подошвы фундамента. Умножая каждое из зна-
ш

Таблица 11.3. Коэффициент ее, учитывающий рассеивание дополнительных напряжений с глубиной в методе послойного суммирования
Коэффициент а
для фундаментов
С 2 гЬ
круг»
прямоугольных с
соотношением сторон 1Ь
, равным
ленточных
лых
1
1.4
18
2.4
3,2
5
при т10
0,0
1,000
1,000
1,000
1,000
1,000
1,000
1,000
1,000
0,4
0,949
0,960
0,972
0,975
0,976
0,977
0,977
0,977
0,8
0,756
0,800
0,848
0,866
0,875
0,879
0,881
0,881
Ч
0,547
0,606
0,682
0,717
0,739
0,749
0,754
0,755
1,6
0,390
0,449
0,532
0,578
0,612
0,629
0,639
0,642
2,0
0,284
0,336
0,414
0,463
0,505
0,530
0,545
0,550
Ь4
0,213
0,257
0,325
0,374
0,419
0,449
0,470
0,477
S.8
0,165
0,201
0,260
0,304
0,349
0,383
0,410
0,420
3,2
0,130
0,160
0,210
0,251
0,294
0,329
0,360
0,374
3,6
0,106
0,131
0,173
0,209
0,250
0,285
0,319
0,337
4,0
0,087
0,108
0,145
0,176
0,214
0,248
0,285
0,306
4,4
0,073
0,091
0,123
0,150
0,185
0,218
0,255
0,280
4,8
0,062
0,077
0,105
0,130
0,161
0,192
0,230
0,258
5,2
0,053
0,067
0,091
0,113
0,141
0,170
0,208
0,239
5.6
0,046
0,058
0,079
0,099
0,124
0,152
0,189
0,223
6,0
0,040
0,051
0,070
0,087
0,110
0,136
0,172
0,208
6,4
0,036
0,045
0,062
0,077
0,099
0,122
0,158
0,196
6,8
0,032
0,040
0,055
0,069
0,088
0,110
0,145
0,185
7,2
0,028
0,036
0,049
0,062
0,080
0,100
0,133
0,175
Z’6
0,025
0,032
0,044
0,056
0,072
0,091
0,123
0,166
8,0
0,023
0,029
0,040
0,051
0,066
0,084
0,113
0,158
5’4
0,021
0,026
0,037
0,047
0,060
0,077
0,105
0,150
8,8
0,019
0,024
0,033
0,042
0,055
0,071
0,098
0,143
9,2
0,017
0,022
0,031
0,039
0,051
0,065
0,091
0,137
9,6
0,016
0,020
0,028
0,036
0,047
0,060
0,085
0,132
10,0
0,015
0,019
0,026
0,033
0,043
0,056
0,079
0,126
10,4
0,014
0,017
0,024
0,031
0,040
0,052
0,074
0,122
10,8
0,013
0,016
0,022
0,029
0,037
0,049
0,069
0,117
11,2
0,012
0,015
0,021
0,027
0,035
0,045
0,065
0,113
11,6
0,011
0,014
0,020
0,025
0,033
0,042
0,061
0,109
12,0
0,010
0,013
0,018
0,023
0,031
0,040
0,058
0,106
Примечание. Для промежуточных значений и т коэффициент а определяется интерполяцией.
чений а на значение дополнительного давления под подошвой фундамента Pot получают численные значения дополнительных вертикальных напряжений по глубине.
Осадка рассчитываемого фундамента может увеличиваться от влияния нагрузок соседних фундаментов. Поскольку основание представлено линейно деформируемой средой, то этот эффект учитывают суммированием дополнительного напряжения агр, вызванного рассчитываемым фундаментом, и напряжениями огр,а, вызванными нагружением соседних фундаментов. Полное дополнительное напряжение о2р„ на любой глубине
1
nf гр Е ®гр, at г II. 12
где й — количество влияющих фундаментов.
84

Рис. IJ.5. Схема учета влияния соседнего фундамента на осадку рассчитываемого фундамента методом угловых точек:
а — схема взаимного расположения рас считываемого и влияющего фундаментов;
6 — схемы расположения «фиктивных» фундаментов в процессе алгебраического суммирования; — рассчитываемый фунда мент; 2 — влияющий фундамент; М — точка, в которой определяется осадка
Напряжение стлр, at от каждого из влияющих фундаментов учитывается методом угловых точек. Известно, что вертикальные напряжения огр, а под центром нагруженной прямоугольной площадки шириной Ь на глубине г в четыре раза превышают напряжения агр, с под углом прямоугольника на глубине г2:
Ъ2р. с CCj огр, а4, 11.13
где аг Ьг.
Исходя из этого, а также используя принцип суперпозиции, напряжения в точке М, находящейся под центром рассчитываемого фундамента рис. II.5, от действия нагрузки влияющего фундамента 2 в общем случае представлены алгебраической суммой угловых напряжений четырех прямоугольников:
4
Огр. а 00, а4 Х1, , И. 14
где оtij — коэффициенты, определяемые в зависимости от соотношения каждого из четырех прямоугольников и от глубины, на которой находится точка М.
Каждый из прямоугольников в одном из углов имеет точку М', в которой определяются осадки, а общая площадь прямоугольников при алгебраическом суммировании равна площади подошвы влияющего фундамента.
Согласно СНиП 2.02.01-83, в общем случае нижняя граница сжимаемой толщи находится на глубине, где выполняется неравенство
Jzp 0,2Ozg. 11.15
Если найденная по условию 11.15 нижняя граница сжимаемой толщи располагается в грунте с модулем деформации Е с 5 МПа
у;;л j
©—
TZZZZZZZA
85

или если такой грунт залегает непосредственно ниже границы, то он включается в состав сжимаемой толщи. При этом граница сжимаемой толщи определяется соотношением
Огр 3 0,lae. 11.16
Обычно для вычисления нижней границы сжимаемой толщи используют следующий графический прием. На расчетной схеме см. рис. II.4 строят эпюры напряжений в одинаковом масштабе масштаб напряжений 1.2 см — 0,1 МПа, масштаб по глубине
1.2 см — 1 м. Слева от оси симметрии фундамента наносят эпюру напряжений от собственного веса грунта, справа — эпюру дополнительных напряжений. Визуально устанавливают примерную глубину, на которой напряжения от собственного веса грунта в 5 или при необходимости в 10 раз превышают дополнительное. Затем в ожидаемой зоне слева от оси симметрии наносят фрагмент эпюры дополнительных напряжений, увеличенный в 5. 10 раз. В точке пересечения эпюры напряжений от собственного веса грунта и увеличенной эпюры дополнительных напряжений находится нижняя граница сжимаемой толщи.
Осадка t-ro элементарного слоя
st paZpjhtEt, 11.17
где р — безразмерный коэффициент, корректирующий упрощенную схему расчета для всех видов грунта р 0,8; oIPti— среднее дополнительное напряжение в t-м элементарном слое, принимаемое равным полусумме напряжений на подошве t-ro и t— 1-го слоев; Е — модуль деформации для t-ro элементарного слоя; принимается по соответствующему параметру того геометрического пласта, в пределах которого находится данный элементарный слой. Для j-го элементарного слоя, находящегося на границе k-ro и k—1-го геологических пластов, Ес определяется как средневзвешенное значение модулей деформации Ек и Еь—ь
Сумма осадок всех п элементарных слоев, на которые разбита сжимаемая толща, дает полную осадку фундамента:
П П
s J Si 0,8 J Огл htEt. 11.18
Метод послойного суммирования характеризуется значительной трудоемкостью, поэтому в практических вычислениях целесообразно применение вычислительной техники. В алгоритме расчета на ЭВМ рис. II.6 толщина элементарных слоев существенно уменьшена по сравнению с обычными вычислениями. Для каждого элементарного слоя, начиная от подошвы фундамента, предусмотрен цикл вычислений, в котором определяют дополнительное напряжение и напряжения от собственного веса грунта, сравнивают эти напряжения, устанавливают суммарную осадку всех слоев. Вычисления прекращают на том цикле, где выполняется требуемое соотношение между дополнительным напряжением и напряжением от собственного веса грунта. '

Начало
Рис. 11.6. Алгоритм расчета осадок методом послойного суммирования
, Программы расчета, реализующие указанный алгоритм примени тельно к программируемым калькуляторам, приведены в прил. I.
В заключение отметим, что промежуточные характеристики метода послойного суммирования эпюра дополнительных напряжений и глубина нижней границы сжимаемой толщи используются для вычисления среднего по глубине модуля деформации Ёа:
Ed t AitiAiEt, 11.19
i1 -1
где At — площадь эпюры дополнительных вертикальных напряжений в пределах -го пласта грунта; Et — модуль деформации i-го пласта; п — количество слоев грунта от подошвы фундамента до нижней границы сжимаемой толщи.
87

Учитывая, что Ai вгР tht и сопоставляя выражения 11.21, 11.22, формула для определения Ел
Рис. II.7. Схема к расчету осадок методом линейно деформируемого слоя конечной толщины
Ed 0,8 Gzp.i hits, 11.20
где огр, i a hi — соответственно среднее дополнительное напряжение и толщина i-го элементарного слоя; s — полная осадка.
Средний по глубине сжимаемой толщи модуль деформации Ed используется в расчетах кренов фундаментов, при оценке однородности оснований, в консолидационных расчетах.
Отметим, что в 1.3.3 рассмотрен приближенный прием определения Ed при инженерной оценке однородности оснований. Если основание моделируется линейно деформируемым слоем конечной толщины, то для определения Ed используется формула 11.27.
Метод линейно деформируемого слоя конечной толщины. Рассматриваемым методом определяют суммарную осадку геологических пластов, залегающих от подошвы фундамента до практически несжимаемого слоя рис. II.7. Метод базируется на следующих предпосылках:
1. Основание моделируется линейно деформируемой средой.
2. Деформациями слоев грунта, залегающих ниже определенной глубины Н, пренебрегают. Толщина сжимаемой толщи активной зоны либо совсем не зависит, либо зависит незначительно от интенсивности нагрузки. Таким образом, расчет осадок ведут для линейно деформируемого слоя конечной толщины.
3. При расчете фундаментов больших размеров Ь 10 м осадка вызывается средним давлением под подошвой фундамента; для фундаментов малых размеров Ь 10 осадка вызывается дополнительным вертикальным давлением, равным разности среднего давления под подошвой фундамента и напряжения от собственного веса грунта на той же глубине.
4. При определении осадок учитывают все три компонента нормальных напряжений.
Расчет осадок состоит из следующих этапов, на которых определяют: а нижнюю границу сжимаемой толщи;
б основную осадку, вызванную рассчитываемым фундаментом;
в дополнительную осадку, вызванную нагружением фундаментов, соседних с рассчитываемым.
Толщина линейно деформируемого слоя зависит от характера грунтовых напластований. Если основание сложено только пыле-

вато-глинистыми или песчаными грунтами, то используют формулу
Н Н0 Щкр, 11.21
где Ь — ширина прямоугольного или диаметр круглого фундамента; Н0 и — коэффициенты, принимаемые соответственно для пылевато-глинистых грунтов — 9 м и 0,15; песчаных — 6 и 0,10; kp— безразмерный коэффициент, учитывающий фактическое давление на основание при среднем давлении р 100 кПа кр 0,8; при р 500 кПа kp 1,2.
При назначении kp для промежуточных давлений пользуются интерполяционной формулой
kp 0,8 р — 100 0,01. 11.22
При чередовании в основании пылевато-глинистых и песчаных грунтов
H Hshci3, 11.23
где На— мощность линейно деформируемого слоя, определенная по формуле II.21 в предположении, что основание сложено только песчаными грунтами; hct— суммарная толщина слоев пылеватоглинистых грунтов от подошвы фундамента до глубины, равной НС1, т. е. значению Н, найденному по формуле 11.21 в предположении, что основание сложено только пылевато-глинистыми грунтами
Расчетные формулы, рассматриваемые ниже и по которым определяются осадки фундаментов, получены в результате сопоставления:
а решения с использованием модели упругого полупространства, в котором осадка фундамента определяется как разность
перемещений поверхности оснований и перемещений точек, расположенных на глубине Н, где деформации грунта практически несущественны;
б решения об осадке фундамента, найденной с использованием модели основания в виде упругого слоя конечной толщины.
Средняя осадка фундамента с шириной подошвы, м:
6 10
П
П-24
ь 10
п
s p-o7g'0bkcVk.‘-,ki-, 11.25
м 1
где b — ширина подошвы прямоугольного или диаметр круглого фундамента; р — среднее давление под подошвой фундамента; Oig, о — напряжение от собственного веса грунта на глубине залегания подошвы фундамента; kc — коэффициент, корректирующий решение по модели линейво деформируемого полупространства на
89

основании решения для упругого слоя конечной толщины; значения kc определяются по графику рис. II.8 в зависимости от отношения ' 2НЬ — толщина сжимаемого слоя Я к 12 ширины подошвы фундамента b kc — безразмерный коэффициент, учитывающий изменение напряжений с глубиной; принимается для -го слоя в зависимости от отношения сторон фундамента rj 1Ь и относительного расстояния 2гф от подошвы фундамента до подошвы t-ro слоя табл. II.4, рис. II.9; i — то же, для i — 1-го слоя; km — корректирующий коэффициент, значения которого при среднем модуле деформации сжимаемой толщи Еа 10 МПа зависят от ширины подошвы фундамента: при 10 b s
15 km 1,35; при 15 km 1,5; в остальных случаях km 1. Значения km получены в результате сравнения расчетных осадок и осадок, фактически наблюдаемых в натуре; Е — модуль деформации t-ro слоя грунта; п — количество грунтовых слоев в пределях сжимаемой толщи.
Рассчитывая крены фундамента, вызванные неоднородностью грунтового основания и учитывая влияние соседних фундаментов на среднюю осадку и крен рассматриваемого фундамента,определяют осадки центра, угловых точек и середин сторон прямоугольного фундамента табл. II.5, используя формулу
s bpkkmEd, II.26
где k k0— коэффициент для точки основания под центром фундамента в зависимости от отношения т сторон подошвы фундамента т 1Ь и отношения — толщины сжимаемого слоя Я к 12 ширины подошвы фундамента Ь или к его радиусу г 2НЬ или i Яr; k kv— то же, под серединой большей стороны прямоугольного фундамента в зависимости отц 26 и ' Hb; k kt— то же, под серединой меньшей стороны прямоугольного
Рис. 11.8. График для определения kc при расчете методом линейного деформи-. руемого слоя
Рис. 11.9. График для определения k при расчете осадок методом линейно деформируемого слоя

Таблица НА. Коэффициент ot, учитывающий рассеивание дополнительных напряжений с глубиной в методе линейного деформируемого слоя конечной толщины
С 2 гЬ
Коэффициент х для фундаментов
круг¬
лых
радиу¬
сом
прямоугольных с соотношением сторон т равным
.
ленточных СП Ю
1
1,4
,1.8
2,4
. 3,2
0,4
0,090
0,100
0,100
0,100
0,100
0,100
0,100
0,104
0,8
0,179
0,200
0,200
0,200
0,200
0,200
0,200
0,208
1,2
0,266
0,299
0,300
0,300
0,300
0,300
0,300
0,311
1,6
0,348
0,380
0,394
0,397
0,397
0,397
0,397
0,412
2,0
0,411
0,446
0,472
0,482
0,486
0,486
0,486
0,511
2,4
0,461
0,499
0,538
0,556
0,565
0,567
0,567
0,605
2,8
0,501
0,542
0,592
0,618
0,635
0,640
0,640
0,687
3,2
0,532
0,577
0,637
0,671
0,696
0,707
0,709
0,763
3,6
0,558
0,606
0,676
0,717
0,750
0,768
0,772
0,831
4,0
0,579
0,630
0,708
0,756
0,796
0,820
0,830
0,892
4,4
0,596
0,650
0,735
0,789
0,837
0,867
0,883
0,949
4,8
0,611
0,668
0,759
0,819
0,873
0,908
0,932
1,001
5,2
0,624
0,683
0,780
0,884
0,904
0,948
0,977
1,050
5,6
0,635
0,697
0,798
0,867
0,933
0,981
i,oi
1,095
6,0
0,645
0,708
0,814
0,887
0,958
1,011
1,056
1,138
6,4
0,653
0,719
0,828
0,904
0,980
1,031
1,090
1,178
6,8
0,661
0,728
0,841
0,920
1,000
1,065
1,122
1,215
7,2
0,668
0,736
0,852
0,935
1,019
1,088
1,152
1,251
7,6
0,674
0,744
0,863
0,948
1,036
1,109
1,180
1,285
8,0
0,679
0,751
0,872
0,960
1,051
1,128
1,205
1,316
8,4
0,684
0,757
0,881
0,970
1,065
1,146
1,229
1,347
8,8
0,689
0,762
0,888
0,980
1,078
1,162
1,251
1,376
9,2
0,693
0,768
0,896
0,989
1,009
1,178
1,272
1,404
9,6
0,697
0,772
0,902
0,998
1,100
1,192
1,291
1,431
10,0
0,700
0,777
0,908
1,005
1,110
1,205
1,309
1,456
11,0
0,705
0,786
0,922
1,022
1,132
1,233
1,349
1,506
12,0
0,710
0,794
0,933
1,037
1,151
1,257
1,384
1,550
фундамента в зависимости от т 2lЬ и 2Hb k ks— то же, под угловой точкой подошвы фундамента в зависимости от у 1Ь и ' Hb Ed—средний по глубине модуль деформации, вычисляемый при расчетах по модели линейно деформируемого полупространства по формуле 11.18, а при расчетах по модели слоя конечной толщины — по формуле 11.29; толщина пластов принимается по вертикали, проходящей через рассматриваемую точку, а для определения осадки под центром плитного фундамента расчетные толщины пластов осредняются в пределах плана плиты.
Среднийjio глубине линейно деформируемого слоя модуль деформации Еа зависит от характера напластований, сжимаемости отдельных слоев грунта, размеров подошвы и глубины заложения фундамента

Таблица И Л. Коэффициент к для учета влияния соседних фундаментов на деформации
рассчитываемого фундамента
л
с
t.25
1,5
1,75
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
5,0
6,0
7,0
8.0
10,0
0,2
0,090
0,091
0,091
0,091
0,091
0,092
0,092
0,092
0,092
0,092
0,092
0,092
0,092
0,093
0,3
0,135
0,135
0,135
0,135
0,136
0,136
0,136
0,136
0,137
0,137
0,137
0,137
0,137
0,137
0,4
0,163
0,182
0,181
0,181
0,181
0,182
0,182
0,182
0,183
0,183
0,183
0,183
0,183
0,183
0,5
0,233
0,231
0,230
0,229
0,229
0,229
0,230
0,230
0,230
0,230
0,231
0,231
0,231
0,231
0,6
0,284
0,282
0,280
0,279
0,278
0,278
0,278
0,278
0,278
0,279
0,279
0,279
0,279
0,279
0,7
0,333
0,332
0,330
0,328
0,327
0,326
0,326
0,326
0,326
0,326
0,327
0,327
0,327
0,327
0,8
0,380
0,380
0,378
0,377
0,375
0,373
0,373
0,373
0,373
0,373
0,374
0,374
0,374
0,374
0,9
0,423
0,426
0,425
0,423
0,422
0,420
0,419
0,418
0,418
0,418
0,419
0,419
0,419
0,420
1,0
0,462
0,468
0,469
0,468
0,467
0,464
0,463
0,462
0,462
0,462
0,462
0,462
0,463
0,463
1,1
0,498
0,508
0,511
0,511
0,510
0,507
0,505
0,504
0,504
0,503
0,504
0,504
0,504
0,505
1,3
0,560
0,575
0,585
0,588
0,588
0,587
0,584
0,583
0,582
0,581
0,581
0,581
0,581
0,582
1,5
0,610
0,635
0,649
0,655
0,658
0,658
0,656
0,655
0,653
0,652
0,651
0,651
0,651
0,652
1,7
0,652
0,684
0,703
0,713
0,719
0,722
0,722
0,720
0,718
0,716
0,715
0,715
0,715
0,715
2,0
0,701
0,743
0,769
0,780
0,797
0,806
0,808
0,807
0,806
0,803
0,801
0,801
0,800
0,800
2,5
0,761
0,815
0,852
0,878
0,896
0,917
0,926
0,929
0,929
0,927
0,925
0,923
0,922
0,921
3,0
0,802
0,865
0,911
0,945
0,969
1,001
1,017
1,025
1,029
1,030
1,028
1,026
1,024
1,023
3,5
0,832
0,903
0,955
0,95
1,025
1,066
1,090
1,104
1,111
1,116
1,116
1,114
1,113
1,110
4
0,855
0,931
0,989
1,033
1,068
1,117
1,148
1,167
1,179
1,190
1,192
1,191
1,190
1,187
5
0,888
0,971
1,037
1,089
1,131
1,193
1,235
1,264
1,284
1,306
1,315
1,319
1,319
1,317
6
0,910
0,999
1,067
1,120
1,173
1,245
1,296
1,332
1,359
1,393
1,410
1,419
1,423
1,423
7
0,926
1,018
1,093
1,153
1,204
1,283
1,341
1,383
1,416
1,459
1,484
1,499
1,597
1,512
8
0,938
1,033
1,110
1,174
1,227
1,312
1,375
1,423
1,460
1,512
1,544
2,564
1,576
1,587
10
0,954
1,054
1,135
1,203
1,260
1,353
1,423
1,473
1,523
1,588
1,631
1,661
1,681
1,704

где Е — модуль деформации i-ro слоя; п — количество слоев грунта с различной сжимаемостью в пределах активной зоны; kn, ku kt-i — коэффициенты, зависящие от соотношения сторон подошвы фундамента г tb и относительной глубины ' 2zb залегания соответственно п-то, i-ro и » — 1-го слоев см. табл. II.4.
Учет влияния соседних фундаментов с использованием формулы 11.26 осуществляется по методу угловых точек. Осадки угловых точек четырех «фиктивных» фундаментов см. рис. II.5 комбинируют так, чтобы их алгебраическая сумма составила осадку заданной точки поверхности основания от прямоугольного влияющего фундамента.
Для учета влияния соседних фундаментов на среднюю осадку рассчитываемого достаточно определить дополнительную осадку центра этого фундамента.
Основными причинами, вызывающими крен фундаментов, являются: силовые факторы рис. 11.10; неоднородность грунтовых напластований в пределах подошвы фундамента рис. 11.11; неравномерная дополнительная осадка, вызванная соседними фундаментами рис. 11.12.
Расчетные зависимости, по которым определяются крены от действия моментов внешних сил, базируются на решениях по моделям линейно деформируемого полупространства и линейно деформируемого слоя конечной толщины. Выбор модели основания зависит от характера грунтовых напластований и размеров подошвы фундамента. Критерии выбора модели те же, что и при выборе метода расчета вертикальных деформаций см. II.2.6.
Формулы расчета кренов получены для однородного основания, поэтому в случае слоистой сжимаемой толщи механические характеристики грунта, вводимые в расчет, принимаются средневзвешенными. Расчетные зависимости для обеих моделей основания имеют единообразный вид:
11.2.7. Расчет кренов фундаментов
Рис. 11.10. Схема силовых фак- Рис. 11.11. Влияние напластова'
торов на обрезе фундамента, ния слоев на крен сооружения
вызывающих крен

Рас. 11.12. Деформации от взаимного влияния расположенных рядом фундаментов сооружений: а — при одновременном возведения; б — ори возведении в две очереди
крен относительно продольной оси прямоугольного фундамента
м,
1 — V»
I — R,
А,
2
11.28
крен относительно поперечной оси прямоугольного фундамента
Llkh мь
Edkm 62»’
крен круглого фундамента
1 — V®
kr-,
Мл
Edkm 'W
11.29
11.30
где Mi, Мь, Md — суммарные моменты от силовых факторов, вызывающих поворот относительно соответствующей оси подошвы; d, b, I — соответственно диаметр, большая и меньшая стороны подошвы фундамента, в направлении которых действует момент от силовых факторов; Ed — среднее в пределах сжимаемой 1шщи значение модуля деформации при расчете по модели линейно деформируемого полупространства определяют по формуле 11.19, при использовании модели слоя конечной толщины — по формуле 11.27; v — среднее в пределах сжимаемой толщи значение коэффициента Пуассона см. формулу 11.31; ki, kb — коэффициенты, зависящие от соотношения щ сторон подошвы фундамента г 1Ь и приведенной глубины сжимаемого слоя ' 2НЬ табл. II.6, И.7; при использовании модели линейно деформируемого полупространства значения q и ' принимаются по графе ' °о; kr — коэффициент, зависящий от соотношения мощности сжимаемого слоя к радиусу фундамента Нr табл. II.8; km — коэффициент условий работы основания, зависящий от ширины подошвы Ь, м, фундамента при использовании модели линейно деформируемого слоя при 10 6 15 km 1,35; при Ь 15 km 1,5; в.остальных случаях
fen .•
-. 5,
84

Таблица 11.6. Коэффициент ki при расчете кренов прямоугольных
фундаментов
fej при С' 2НЬ, равном
Т IO
0,5
1
1.5
2
3
4
б
оо
1,0
0,28
0,41
0,46
0,48
0,50
0,50
0,50
0,50
1,2
0,29
0,44
0,51
0,54
0,57
, 0,57
0,57
0,57
1,5
0,31
0,48
0,57
0,62
0,66
0,68
0,68
0,68
2,0.
0,32
0,52
0,64
0,72
0,78
0,81
0,82
0,82
3,0
0,33
0,56
0,73
0,83
0,95
1,01
1,04
1,17
5,0
0,34
0,60
0,80
0,94
1,12
1,24
1,31
1,42
10,0
0,35
0,63
0,85
1,04
1,31
1,45
1,56
2,00
Таблица II.7. Коэффициент кь при расчете кренов прямоугольных
фундаментов
и 1 IL
, при С'
2НЬ, равном
Т1 0
0,5
1
1В
2
3
4
5
оо
1,0 '
0,28
0,41
0,46
0,48
0,5
0,5
0,5
0,5
1,2
0,24
0,35
0,39
0,41
0,42
0,43
0,43
0,43
1,5
0,19
0,28
0,32
0,34
0,35
0,36
0,36
0,36
2,0
0,15
0,22
0,25
0,27
0,28
0,28
0,28
0,28
3,0
0,1
0,15
0,17
0,18
0,19
0,2
0,2
0,20
5,0
0,06
0,09
0,1
0,11
0,12
0,12
0,12
0,12
10,0
0,03
0,05
0,05
0,06
0,06
0,06
0,06
0,07
Таблица II.8. Коэффициент кг при расчете кренов круглых фундаментов
С — Нг
0,25
0,5
I
2
3. во
h
0,26
0,43
0,63
0,74
0,75
Средние в пределах активной зоны значения коэффициента Пуассона v определяются как средневзвешенные:
п
v vthtH, 11.31
где— коэффициент Пуассона для -го слоя грунта для крупно обломочного грунта — 0,27; песков и супесей — 0,30; суглинков —
0,35; глин — 0,42; й — толщина -го слоя грунта; п — количество слоев в пределах сжимаемой толщи мощностью Н.
Крен фундамента вследствие неравномерной сжимаемости основания или влияния соседних фундаментов определяют как разность осадок средних или угловых точек противоположных сторонфунда
95

мента, отнесенную к расстоянию между точками, в которых осадки ойределялись:
i s1 — s2l, 11.32
где s, и sa — осадки основания под серединами или углами противоположных сторон подошвы фундамента; I — расстояние между точками, в которых определялись осадки, м.
Если основание моделируется линейно деформируемым полупространством, то осадки Sj и sa определяются методом послойного суммирования с использованием метода угловых точек, позволяющим установить осадку в любой точке поверхности основания см. 11.2.6. Если основание моделируется линейно деформируемым слоем, то осадки в заданных средних или угловых точках фундамента определяют по формуле 11.26 или используя метод угловых точек при оценке влияния соседних фундаментов.
При наличии нескольких факторов, вызывающих поворот фундамента, полное значение крена определяют суммированием соответствующих величин ik, получаемых по формулам II.28. 11.30 и 11.32:
isum S 11.33
1
где п — количество факторов, вызывающих крен.
В итоге расчета кренов фундамента должно быть обеспечено основное условие расчета по деформациям II. 1, которое в данном случае имеет вид
I lu. 11.34
При определении фактических и назначении предельно допустимых кренов как при других видах деформаций необходимо учитывать конструктивные особенности верхнего строения и фундаментов. Важную роль при этом играют жесткость надземных конструкций и способ их соединения с фундаментом. Крен сооружений большой жесткости, которые при взаимодействии с основанием поворачиваются как единое целое например, элеваторы, башни, а также крен фундаментов, шарнирно соединяемых с верхним строением, назначаются без учета перераспределения нагрузок в результате совместной работы основания и сооружения. Крен фундаментов, в которые заделываются вертикальные несущие элементы конечной жесткости например, колонны, стойки, необходимо рассматривать, учитывая перераспределение нагрузок, вызванных податливостью основания. Предельные значения кренов назначаются исходя из несущей способности и допустимой деформативности вертикальных элементов, стыкуемых с фундаментом.
Рассмотренные расчетные формулы по определению кренов фундаментов получены в предположении, что фундамент находится на поверхности деформируемого основания. В прил. IV онисан способ расчета кренов фундаментов, учитывающий боковой отпор грунта, который предлагается использовать для расчета отдельных фунда ментов, заглубленных на 5 м и более.
96

11.2.8. Прогнозирование осадок во времени
В отличие от песчаных грунтов, осадка которых происходит в течение строительного периода, осадка пылевато-глинистых грунтов длится несколько лет и даже десятилетия рис. 11.13.
В условиях неоднородных напластований и неодновременного загружения основания фундаментов прогнозирование осадок во времени необходимо для ограничения неравномерных деформаций фундаментов при консолидации уплотнении грунтового основания. Продолжительность консолидации определяется многими факторами, наиболее важные из которых следующие: водопроницаемость грунта, его структурная прочность, ползучесть скелета грунта, характер напластований.
Среди разработанных задач теории консолидации наиболее апробированы в инженерной практике решения фильтрационной консолидации в одномерной постановке, в которых предполагают, что осадка пылевато-глинистых грунтов происходит только в результате отжатая воды из пор грунта. При этом однородный грунт с линейно деформируемым скелетом до загружения полностью насыщен свободной, несжимаемой водой, движение которой в порах грунта подчинено закону ламинарной фильтрации. В качестве расчетной модели основания принимается модель Терцаги — Герсеванова см. 1.5.
Фильтрационная теория консолидации позволяет определить осадку st в любое время t, считая от начала загружения:
st Qts, 11.35
где Qt — степень уплотнения основания во времени коэффициент консолидации; s—конечная осадка, определяемая одним из методов, рекомендуемых СНиП 2.02.01-83.
Степень уплотнения Qt зависит от ряда факторов; времени, условий фильтрации, характера уплотняющих давлений, физико-механических свойств и мощности уплотняемого грунта.
Получены теоретические решения, в которых в зависимости от характера уплотняющих напряжений значения Qt определяются как функция параметра Nk- В свою очередь, безразмерный параметр Nk за- о висит от времени консолидации, физико-механических характеристик и мощности уплотняемой толщи:
Nk я2с4Л, 11.36
где t — время от начала приложения -5
нагрузки; hs—толщина уплотняемого
слоя; с„ — коэффициент консолидации: Рис п 13 характерные кри-
с — Ь Fv ПТ вые развития осадок во вре-
са - мендля различных видов
где kp — коэффициент фильтрации уп- грунтов:
лотняемого слоя грунта; —модуль Jпесчан“?ыдат 2глини’
4 8-919
97

общей деформации; Р — коэффициент, зависящий от коэффициента Пуассона,
Р 1 — 2v2l —2v.
Расчетные значения параметра hs зависят от характера напластований, толщины сжимаемой толщи Н и условий фильтрации табл. II.9. При назначении параметра Н следует пользоваться рекомендациями метода расчета конечных осадок. Если уплотняемая толща представлена пылевато-глинистыми слоями с различными физико-механическими свойствами, то в расчет принимаются средневзвешенные характеристики: модуль деформации Ed, коэффици-
Таблица II.9, Расчет скорости уплотнения грунтов
Расчетная схема консолидации
Характеристика напластований; условия фильтрации
Расчетная
толщина
Определение N для данного Q
Толщина пылевато-глинистого грунта равна или превышает толщину сжимаемой толщи; фильтрация только вверх
hs Н
По формулам 11.41, 11.42
1111
р ,,
г
' у
■ У
б7
Jew.i
Толщина пылевато-глинистого грунта меньше толщины сжимаемой толщи, фильтрация только вверх
hs hi
По формулам 11.41, 11.42
и
1
э
,h2l,.
Толщина пылевато-глинистого грунта равна толщине сжимаемой толщи, фильтрация вверх и вниз
hs Я2
По табл. 11.10 для случая Na
:;Й
liil
Л
о
;у.' ,
;V ■
К-.г'. :
Пылевато-глинистый прослоек в песчаном слое; фильтрация вверх и вниз
As hi2
По табл. 11.10 для случая Na
9в

1
Rz
►
а
Рис. 11.14. Эпюры уплотняющих напряжений в расчетах времени затухания
осадок:
в — расчетные эпюры напряжений; — фильтрующий слой; 2 — водонепрони¬
цаемое основание
циент Пуассона v и коэффициент фильтрации kp. Для определения Еа используют формулу 11.19— При вычислении конечной осадки методом послойного суммирования или формулу 11.27 — при использовании метода линейно деформируемого слоя конечной толщины. Для вычисления v применяется выражение 11.31. Среднее значение коэффициента фильтрации kp определяется по формуле
П-38
ti ti
гдеt, — толщина t'-ro слоя пылевато-глинистого грунта; kp4— коэффициент фильтрации t-ro слоя; п — количество пылевато-глинистых слоев в пределах уплотняемой толщи.
Среди теоретических решений, в которых степень уплотнения определяется как функция параметра Nk, выделим наиболее важные случаи, при которых уплотняющее напряжение:
1 постоянно по глубине;
2 распределено по треугольнику, уменьшаясь по глубине.
В обоих случаях фильтрация возможна только вверх. Конечные выражения имеют вид:
для случая 1 рис. 11.14, а
оо
Qt 1 —8я2 Yi ехр-т2Л?. а; 11.39
т, 3.
для случая 2 рис. 11.14, б
Qt 1 —16я2 1m2
от1,3.
1 —
пт 2 sin 2 1
пт
J exp —m2Nk, бУ И.40
4
99

Для упрощения расчетов по формулам 11.39, 11.40 составлена табл. 11.10, в которой даны значения Nk для обоих случаев при различных коэффициентах уплотнения Qt.
Таблица 11.10. Безразмерный параметр Nk в зависимости от степени уплотнения и характера уплотнения и характера уплотняющих напряжений
Ъ
Эпюра уплотняющих напряжений
Эпюра уплотняющих напряжений
к, а рис. 11.14, а
к, 6 рис. 11.14, б
NK,a рис. II. 14, а
NK,6 рис. 11.14, б
0,05
0,005
0,002
0,55
0,59
0,32
0,10
0,02
0,005
0,60
0,71
0,42
0,15
0,04
0,01
0,65
0,84
0,54
0,20
0,08
0,02
0,70
1,00
0,69
0,25
0,12
0,04
0,75
1,18
0,88
0,30
0,17
0,06
0,80
1,40
1,08
0,35
0,24
0,09
0,85
1,69
1,36
0,40
0,31
0,13
0,90
2,09
1,77
0,45
0,39
0,18
0,95
2,80
2,54
0,50
0,49
0,24
0,98
—
—
Для уплотняющих напряжений, распределенных по закону трапеции рис. 11.14, в, параметр Nktb получают, комбинируя результаты решений для случаев 1 и 2 рис. 11.14, а, б:
Nkt e Nkt6 Nkt а - Nkt б У, 11.41
где J — интерполяционный коэффициент.
Значения интерполяционного коэффициента J принимаются в зависимости от отношения крайних ординат трапецеидальной эпюры вертикальных нормальных напряжений в уплотняемом слое грунта.
И OzPi lOzp, 2»
где ozPt i и ozPt 2 — напряжения соответственно на кровле и подошве уплотняемого слоя.
Формула для расчета J имеет вид
1 с «0 g 2 2я — 20 4
'1. 2n-;2- 1142
g Я
Уплотняющие напряжения для обоих методов расчета конечных осадок, рекомендуемых СНиП 2.02.01-83 и используемых при анализе скорости консолидации, могут быть представлены трапецеидальными эпюрами. Криволинейная эпюра дополнительных напряжений метода послойного суммирования аппроксимируется прямолинейной трапецеидальной эпюрой рис. 11.15, а без существенного влияния на результаты консолидацнонных расчетов.
МЮ

Рис. 11.15. Приведение эпюр уплотняющих напряжений в методах расчета
конечных осадок:
а — в методе послойного суммирования; б, в, г — последовательные преобразования эпюр для метода линейно деформируемого слоя кбнбчйбй толщины
Пространственная задача, решаемая в рамках метода линейно деформируемого слоя конечной толщины, в консолидационных расчетах должна быть приведена к одномерной. В одномерной задаче для упругого слоя высотой heq, деформирующегося в условиях компрессионного сжатия рис. 11.15, б, осадка определяется выражением
s MP Н.43
где р — уплотняющее давление; Е — средневзвешенный модуль деформации при залегании в пределах упругого слоя различных по сжимаемости грунтов см. формулу 11.27; Р — коэффициент, зависящий от коэффициента Пуассона v при различных грунтах в пределах сжимаемого слоя в качестве v принимается средневзвешенное значение см. фйрмулу 11.31.
Согласно приему Н. А. Цытовича приведения пространственной задачи к одномерной, приравниваем компрессионную осадку формула 11.43 и осадку центра фундамента в пространственной задаче формула 11.26:
phJE pbk0lEdkm, 11.44
Отсюда определяем высоту heq условного линейно деформируемого слоя:
heq Ьк0фкт. 11.45
Уплотняющие напряжения условного упругого слоя высотой heQ, деформирующегося без возможности бокового расширения, распределяются равномерно рис. 11.15, б.
Дальнейшее преобразование прямоугольной эпюры вертикальных напряжений связано с уменьшением напряжений соответственно увеличению глубины. Прямоугольная эпюра рис. 11.15, б статически эквивалентна треугольной эпюре высотой 2heq рис. 11.15, в. Однако в приводимой к одномерной пространственной задаче деформации ниже глубины Н не происходят. Поэтому в расчетах одномерной консолидации эпюра уплотняющих напря-
101

ш
здания
?мя
ния.
I
Рас. 11.16. Графики осадки сооружения во времени, учитывая постепенное увеличение нагрузки:
жевий имеет вид, показанный на рис. 11.15, г; причем давление на нижней границе линейно деформируемого слоя толщиной
1 — кривая осадки в случае мгновенного приложения нагрузки; 7—кривая, учитывающая нарастание нагрузки во времени строительства; 3 — график увеличения нагрузки на сооружение
р,
Н равно:
Огр, П. Р 2Лед ff2fleq.
11.46
Таким образом, в обоих предлагаемых СНиП 2.02.01-83 методах расчета осадок эпюры уплотняющих напряжений: могут быть представлены трапецией.
В зависимости от условий фильтрации и характера напластований выделяют четыре расчетные схемы для определения скорости консолидации см. табл. 11.9, предполагая при этом, что при двусторонней фильтрации вверх и вниз расчетная толщина уплотняемой толщи равна половине фактического значения величины И, т. е. h И12. В этих же условиях фильтрации вид эпюры у плот» няющих напряжений не оказывает влияния на скорость фильтрации, и коэффициент N определяют для случая NK6 табл. 11.10.
Расчет интенсивности нарастания осадок проводят в следующей иосл едовател ьности.
1. Определяют расчетную схему консолидации см. табл. II.9, учитывая условия фильтрации и напластования.
2. Для принятых значений параметра Qtв диапазоне 0,10.0,95 определяют соответствующие значения коэффициента N табл. II.9, в зависимости от расчетной схемы.
3. Для каждого значения Nt определяют t, необходимое да я достижения соответствующей степени уплотнения Qt, используя зависимость 11.36, приведенную к виду
4. По формуле 11.35 устанавливают абсолютные значения осадок st при заданных значениях Qt.
5. Строят график стабилизации осадок в осях t — st рис. 11.16, кривая .
Приведенный расчет выполняют исходя из того, что вся нагрузка от веса здания прикладывается сразу.
Возможно оценить развитие осадок при постепенном нарастании нагрузки в период возведения здания. При этом предполагается, что осадка в течение всего строительного периода 2А при равней верном нарастании нагрузки от нуля до полного значения равна осадке во время А от нагрузки, соответствующей весу законченного
11.47
2

строительством здания. Используя этот принцип и выполняя необходимые графические построения рис. 11.16, корректируют ранее полученный график развития осадок во времени.
И.З. РАСЧЕТ ОСНОВАНИЯ ПО НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ
Цель расчета оснований по несущей способности состоит в том, чтобы в условиях, допускающих возникновение первого предельного состояния, обеспечить прочность основания и устойчивость, трещиностойкость, прочность и нормальную эксплуатацию надземных конструкций сооружения.
Как отмечалось см. II. 1, расчеты по несущей способности производятся лишь при определенных условиях нагружения, а также при неблагоприятных инженерно-геологических условиях площадки строительства. Для нескальных оснований СНиП 2.02.01-83 устанавливает следующие случаи, при которых такие расчеты необходимы:
а на основание передаются значительные горизонтальные нагрузки например, от подпорных стен, фундаментов распорных конструкций и т. я.;
б фундамент или сооружение в целом расположены на бровке откоса иди вблизи «рутопадающего слоя грунта;
в основание сложено медленно уплотняющимися водонасыщенными пылевато-глинистыми и заторфованными грунтами при степени влажности Sr 0,85 и коэффициенте консолидации с0
107 см2год.
Для случаев а и б при выполнении конструктивных мероприятий, предотвращающих возможность горизонтального смещения фундаментов, расчет оснований по несущей способности допустим не производить рис. 11.17, 11.18.
Различают две схемы разрушения основания рис. 11.19: плоский сдвиг но подошве фундамента или слабому прослойку; глубин-
Рис. 11.17. Конструктивные мероприятия, препятствующие смещению фунда
мента:
а — устройство бетонных полов в подвале; б — использование затяжек, соединяющий фундаменты распорных систем; — бетонный пол; 2 — фундамент; 3 — рама; 4 — затяжка
103

Рис. 11.18. Конструкции противооползневых сооружений:
1 — удерживающие элементы; 2 — железобетонные плиты ростверков; 3 — железобетонная распорка; 4 — расчетная поверхность скольжения; 5 — грунты оползневой толщи; 6 — устойчивые грунты
Рис. 11.19. Схемы разрушения основания:
а — плоский сдвиг; б — глубинный сдвиг; 1 — плоскости скольжения; 2 — поверхность скольжения
ный сдвиг. Необходимо, чтобы сочетание нагрузок на фундамент и конструктивные особенности подземной части здания допускали реализацию, принятых в расчете схемы и направления разрушения.
Используемые в практике проектирования способы расчета несущей способности оснований базируются на одной из следующих предпосылок: а всю подошву фундамента охватывают пластические области зоны предельного равновесия; б под всей подошвой фундамента образуются изолированные поверхности скольжения заданной формы, вдоль которых происходит перемещение одной части массива относительно другой. При этом в каждой точке пластической области и на принятых поверхностях скольжения реализуется условие прочности Кулона.
В зависимости от того, какая из названных предпосылок используется, методы расчета несущей способности, рекомендуемые СНиП 2.02.01-83, делятся на две группы: аналитические методы, базирующиеся на решениях теории предельного равновесия; инженерные методы, в которых очертание поверхностей скольжения задается из практических соображений например, метод круглоцилиндрических поверхностей, расчет на сдвиг по подошве фундамента.
Несущая способность основания считается обеспеченной при выполнении одного из условий в зависимости от способа расчета
при использовании аналитических методов расчета
F — УсР иУп II-48
при расчете графоаналитическим методом круглоцилиндрических поверхностей
104
k MSl rS MSi a yjyj
11.49

при расчете на сдвиг по подошве фундамента
Sa7,S Fi гУп 11.50
где F — расчетная нагрузка на основание; Fu — сила предельного сопротивления, определяемая расчетом; ус — коэффициент условий работы, зависящий от вида грунта и его основания: для песков, кроме пылеватых, ус 1,0; для песков пылеватых, а также пылевато-глинистых грунтов в стабилизированном состоянии ус 0,9; для пылевато-глинистых грунтов в нестабилизированном состоянии ус 0,85; уп — коэффициент надежности по назначению сооружения, принимаемый равным 1,2, 1,15 и 1,10 соответственно для зданий и сооружений I.III классов; k — коэффициент устойчивости, представляющий собой отношение суммарного момента сдвигающих скл Afs а к суммарному моменту удерживающих сил 2vVfs,r для выбранной круглоцилиндрической поверхности скольжения; Fs. а и Fs,r — суммы проекций на плоскость скольжения соответственно расчетных сдвигающих и удерживающих сил, определяемых с учетом активного и пассивного давлений грунта на боковые грани фундамента.
11.3.1. Область применения методов расчета
Многообразие методов расчета несущей способности основания предопределено сложностью задачи. Область применения каждого из рекомендуемых СНиП 2.02.01-83 методов расчета зависит от ряда факторов: вида и состояния грунтового основания, характера нагрузок, инженерно-геологических условий площадки.
Различают стабилизированное и нестабилиэированное состояния основания. Обжимающее нормальное давление о, передаваемое стабилизированному основанию, целиком воспринимается скелетом грунта. Отсюда условие прочности в любой точке пластических областей или вдоль заданных поверхностей скольжения:
т a tg fj cv II.51
где Pi и Ci — расчетные значения соответственно угла внутреннего трения и удельного сцепления.
Для нестабилизированного состояния основания характерно то, что нормальное напряжение а воспринимается как скелетом грунта, так и поровой водой. Напряжения в скелете грунта, называемые эффективными, определяют как разность между полным нормальным напряжением о и избыточным поровым давлением и. Для нестабилизированного состояния основания критерий прочности
т о — и tg qj cv 11.52
СНиП 2.02.01-83 рекомендует определять избыточное давление в поровой воде методами фильтрационной консолидации грунтов, учитывая скорости приложения нагрузки в период строительства и эксплуатации.
105

Нестабилизнрованное состояние основания может возникнуть» если основание представлено медленно уплотняющимися водонасыщенными глинистыми грунтами и торфами при степени влажности Sr 0,85 и коэффициенте консолидации с„ 107 см2год. Несущую способность оснований, сложенных такими грунтами, при высоких темпах возведения сооружения и при отсутствии в основании дренирующих слоев или специальных дренирующих устройств СНиП
2.02.01-83 допускает в запас надежности определять в предположении, что все нормальное напряжение воспринимается поровой водой
T q. 11.53
Нагрузки, воспринимаемые фундаментом, в уровне подошвы фундамента в общем случае приводятся к пяти результирующим составляющим: вертикальной Fv, горизонтальным FhX, Fhy, моментам Мх и Му. Горизонтальные составляющие Fh при неодинаковой пригрузке с различных сторон фундамента должны включать активное давление грунта. Все силовые факторы см. 1.2 вычисляются с коэффициентами надежности по нагрузке YsjM.
Определяя вид сдвига глубинный или плоский, назначая метод расчета, а также рассчитывая несущую способность основания, используют угол наклона к вертикали 6, равнодействующей внешней нагрузки на основание:
tgb FdFv, 11.54
где Fh и F0 — соответственно горизонтальная и вертикальная составляющие внешней нагрузки на основание F в уровне подошвы фундамента. В частности, для стабилизированных оснований использование аналитического решения А. С. Строгонова см. формулу 11.57 возможно при выполнении условия:
tg 6 sin фг, 11.55
где ф — угол внутреннего трения основания.
Для нестабилизированных оснований расчет по плоской схеме сдвига проводится при выполнении условия
tg60. 11.56
В расчетах принимается во внимание направление действия момента Му и горизонтальной силы Рьхд вдоль каждой оси. Если эти силовые факторы действуют в противоположных направлениях, расчет по схеме глубинного сдвига ведут по двум вариантам: вдоль горизонтальной составляющей Fh и по направлению действия момента М.
В зависимости от состояния основания и характера нагрузок СНиП 2.02.01-83 рекомендует различные методы расчета несущей способности табл. ILH. При глубинном сдвиге для стабилизированного и нестабил изированного состояний основания использую? аналитические решения А. С. Строганова и В. В. Соколовского или инженерный метод круглоцилиндрических поверхностей скольже-
106

Таблица 11.11, Методы расчета для определения имущей способности
оснований
Состояние
Вид
Метод расчету при
основания
сдвига
tg 6sin ф
tg siri 4i
Стабилизи¬
рованное
Глубинный
Решение А. С. Строганова формула 11.57; метод круглоцилиндрических поверхностей скольжения
Метод круглоцилиндрических поверхностей скольжения
Плоский
Плоский сдвиг не реазуется
Расчет на сдвиг по подошве фундамента
Нестабили-
зированное
Глубинный
Для ленточных фундаментов — решение В. В. Соколовского формула 11:65; прямоугольных — решение А. С. Строганова формула 11.68;
метод круглоцилиндрических поверхностей скольжения
; Плоский
Расчет на сдвиг по гтодошве фундамента при tg б 0
ния. Дополнительные указания, позволяющие выбрать метод расчета среди альтернативных способов в зависимости от условий загружения и инженерно-геологических условий, следующие.
1. Решение А. С. Строганова используется для расчета однородных оснований в стабилизированном см. формулу 11.57 и неСтябилизированном см. формулу 11.68 состояниях при условии, что фундаменты имеют плоскую подошву. При различной вертикальной пригрузке с разных сторон фундамента интенсивность большей из них не превышает 0,5? R — расчетное сопротивление грунта основания, см. формулу III. 13 или табл. 1.10, 1.11. При этом требование об однородности стабилизированного основания должно выполняться для грунта ниже подошвы фундамента до глубины не менее ее ширины; при нестабилизированном основании однородный грунт ниже подошвы фундамента шириной Ъ должен простираться до глубины не менее 0,75 Ь. Кроме того, формула 11.68 применяется для прямоугольных фундаментов, если lib 3 при действии на них только вертикальной нагрузки.
2. Использование решения В. В. Соколовского см. формулу 11.65 для ленточных фундаментов допускается при однородном основании ниже подошвы фундамента до глубины не менее 0,75 Ь, при отсутствии более слабого подстилающего слоя и при выполнении условия 11.73.
3. Графоаналитический метод, предполагающий построение круглоцилиндрических поверхностей скольжения, допускается применять при следующих условиях»
107

а основание сложено неоднородными грунтами прочностные характеристики отдельных слоев грунта могут варьироваться в пределах 200.300 ;
б пригрузка основания с разных сторон фундамента неодинакова, причем интенсивность большей из них превышает 0,5 R
в сооружение расположено на откосе, вблизи откоса или на крутопадающих пластах грунта;
г для нестабилизированного состояния грунтов основания в условиях неприменимости формул 11.65 или 11.68.
4. При выполнении условия 11.55 для стабилизированного основания и условия 11.56 для нестабилизированного расчет должен выполняться как по глубинной, так и по плоской схемам сдвига, причем размеры фундамента принимаются по менее благоприятному варианту расчета.
11.3.2. Аналитические методы расчета
Аналитические методы базируются на следующих расчетных допущениях: а грунт моделируется жесткопластическим телом Кулона или Сен-Венана см. 1.5; б предельное равновесие, характеризуемое критерием Кулона, имеет место в любой точке зоны разрушения пластической области, охватывающей всю подошву фундамента.
Решения аналитических методов в строгой постановке устанавливают очертание поверхностей скольжения и величину несущей способности основания в результате интегрирования системы дифференциальных уравнений равновесия с учетом критерия прочности Кулона. Такие строгие решения теории предельного равновесия получены лишь для нескольких случаев и не учитывают факторов, имеющих важное значение при проектировании фундаментов: влияние формы подошвы фундамента, эксцентричное приложение нагрузок и др. Учет указанных факторов осуществляется путем введения в строгие решения дополнительных допущений и эмпирических коэффициентов.
Решение А. С. Строганова рис. 11.20. Приближенное аналитическое решение А. С. Строганова для однородного стабилизирован-
Рис. 11.20. Расчетная схема основания в решении А. С. Строганова
108

ного основания базируется на точном решении В. М. Новотворцева, определяющем несущую способность невесомого основания при действии наклонной нагрузки в условиях плоской деформации. В решении А. С. Строганова приближенно учитывается собственный вес грунта пластических областей Glt G2, Gs, что позволяет увеличить предельную нагрузку на грунт по сравнению с невесомым основанием. Распространение решения А. С. Строганова, полученного для ленточных симметрично нагруженных фундаментов, на фундаменты прямоугольные и эксцентрично нагруженные осуществляется введением коэффициентов формы фундаментов и приведенных размеров подошвы фундамента Ь' и '.
В итоге вертикальную составляющую силы предельного сопротивления основания Nu СНиП 10 рекомендует определять по формуле
Nu Ь'Г Nylyb'yl Nqlqyd NJcCi,. II.57
где Nv, N„, Nc — безразмерные коэффициенты несущей способности, определяемые в зависимости от расчетного значения угла внутреннего трения Pj и приведенного угла 6 наклона к вертикали равнодействующей внешней нагрузки см. формулу 11.54, табл. 11.12; Cv ? tc — коэффициенты формы фундамента, определяемые соответственно по формулам 11.62. 11.64; и у —расчетные значения удельного веса грунтов, находящихся в пределах возможной призмы выпирания соответственно ниже и выше подошвы фундамента, определяемые при наличии подземных вод для песчаных и супесчаных грунтов о учетом взвешивающего действия воды; сг — расчетное значение удельного сцепления грунта; d — глубина заложения фундамента; при неодинаковой вертикальной пригрузке с разных сторон фундамента принимается значение, соответствующее наименьшей пригрузке например, со стороны подвала; V и ' — соответственно ширина и длина подошвы фундамента, при эксцентричном приложении нагрузки принимаются по формулам:
Ь’Ь — 2eb II.58 l’ l — 2et, Н-59
где ер и в — эксцентриситеты приложения равнодействующей нагрузок в направлении соответственно поперечной и продольной осей фундаментов; b — сторона фундамента, вдоль которой ожидается сдвиг.
Формулы 11.58, 11.59, предложенные Н. М. Герсевановым, основываются на статической эквивалентности загружений рис.
11.21, а, б.
Коэффициенты формы подошвы фундамента определяются выражениями:
С,-1-0,25т II62
Ь1 1,5Л; II.63
fc-10,3л. Н.64
В этих выражениях т Vlb’. При соотношении сторон rj 5 фундамент считается ленточным и все коэффициенты формы фунда-
109

Таблица 11.12. Безразмерные коэффициенты
h

1 сь
2-
С г
1
8
Ф
Я
ас
V
1
а
Коэффициенты несущей способности Л,
Nq и Nc при углах наклона
0
5
10
15
20
0
“у
0
,
1,000
N
5,142
5
Ny
0,204
1 0,051 -
1,568
1,2571 6'4,9
•V,
6,489
12,934 1
10
NV
0,597
0,417
i0,119
'V,
2,471
2,158
1 1,596 U'9,8
Nc
8,345
6,570
' 3,382
15
Nv
1,352
1,01в
0,612
,0,215
3,941
3,446
2843
2,055
д'14,5
Nc
10,976
9,127
6,879
13,938
20
V
2,837
2,176
1,474
0,821
0,359
N«,
6,399
5,560
4,С45
3,644
2,692 б'18,9
Nc
14,835
12,527
10,015
7,266
4,6491
25
Nv.
5,867
4,503 ;
3,175
2,004
1,046
N,
10,662
9,173
7,652
6,126
4,580
Afc
20,720
17.526
14,265
10,991
7,678
30
N,
12,394
9,426
6,725
4,439
2,630
”,
18,401
15,633
12,938
10,371
7,957
Nc
30,140
25,345
20,678
16,230
12,050
35
Nv
27,503
20,584
14,632
9,795
6,076
33,296;
27,856
22,770
18,U 7
13,939
Nc
46,123
38,354
31,090
24,446
18,479
46
Nv
66,013
48,300
33,837
22,565
14,183
Nv
64,19
52,710
42,375
33,264
25,390
Nc
75,313
61,626
49,308
38,45J
29,066
45
Nv
177,606
126,094
86,198
56,498
32,265
N«
134,873
108,237
85,162
65,576
49,263
N
133,873
107,234
84,163
64,576
48,263
Примечания: 1. При промежуточных значениях и б коэффициенты
2. В фигурных скобках приведены значения коэффициентов несущей споловия 111.55.
110

несущей способности
к вертикали равнодействующей внешней нагрузки 0, град, равных
25
30
35
40
0,584
3,603 б'22,9
' 5,582
1,288
0,953
■ I
5,670
4,953 б' 26,5
8,089
1 6,847 1
3,380
1 1,597
10,237
7,0441 6' 29,8
13,192
1 8,632 1
8,255
4,297
2,793
18,704
13,111
10,459 б'32,7
21,099
14,434
11,2731
20,732
11,264
5,449
5,2211
35,934
25,244
16,815
1 16,424 б' 35,2
34,934
24,244
15,815
15,815'
Ny, Nq и Nc допускается определять по линейной интерполяции.
собности при предельных значениях угла наклона нагрузки б' исходя из ус-
111

Рис. 11.21. Прием Н. М. Герсеванова учета внецентренного приложения нагрузки: а —исходная система; б—эквивалентная
мента принимаются равными 1. Определенные условия загружения прямоугольных фундаментов могут привести к соотношению т 1. В этом случае параметр г следует принять равным 1.
Расчет оснований в нестабилнзированном состоянии. В результате решения плоской задачи теории предельного равновесия
В. В. Соколовского для равномерно распределенной наклонной полосовой нагрузки с учетом собственного веса грунта в случае идеальносвязного основания получена следующая формула, определяющая вертикальную составляющую силы предельного сопротивления основания под ленточным фундаментом па рис. 11.22:
пи b' q-f 1 -f п — a-f cosa cj, 11.65
где q — пригрузка со стороны предполагаемого выпора грунта при наличии горизонтальной составляющей нагрузки — стой стороны фундамента, в направлении которой эта составляющая действует, кПа; a — угол, рад, определяемый по формуле
a arcsin lfhФ’с, 11.66
где а — горизонтальная составляющая расчетной нагрузки на 1 м длины фундамента; принимается с учетом активного давления грунта, кНм.
Из формулы 11.66 вытекает ограничение применимости формулы 11.65 по значению й:
а b'cv 11.67
Решение А. С. Строганова о предельном сопротивлении основания, сложенного нескальными грунтами в стабилизированном состоянии см. формулу 11.57, в СНиП 2.02.01-83 применено и для центрально-нагруженных прямоугольных фундаментов в условиях
Рис. 11.22. Расчетная схема к формуле 11.65
112

нестабилизированного основания. В этом случае с учетом выполнения условия 11.53 формула 11.57 принимает вид:
Nu blqVld 5,14,, 1 0,11т.
11.68
11.69
Формула 11.68 применима для фундаментов с I 36
Формулы 11.65 и 11.68 рекомендуются СНиП 2.02.01-83 для оценки несущей способности нестабилизированных оснований, сложенных медленно уплотняющимися, водонасыщенными грунтами.
В инженерных методах предполагается, что потеря несущей способности сопровождается перемещением фундамента и части массива грунта относительно основного массива по заданной поверхности скольжения. В ходе расчетов сопоставляют сдвигающие и силовые факторы, препятствующие сдвигу.
Метод круглоцилиндрических поверхностей скольжения разработан для ленточных фундаментов, а также допускается применять его для фундаментов ограниченной длины в запас надежности.
В проекткой практике существует несколько разновидностей этого мегода. Рассмотрим одну из модификаций при следующих основных допущениях.
1. Сдвигаемый массив грунта призма выпирания ограничен круглоцилиндрической поверхностью, касающейся нижнего края фундамента.
2. Силами взаимодействия между блоками грунта, на которые в процессе расчетов разбивают призму обрушения, пренебрегают.
3. Мерой устойчивости коэффициентом устойчивости основания k считают отношение момента сил М,.г, удерживающих призму обрушения, к моменту сдвигающих сил Msa, полагая, что потеря несущей способности основания наиболее вероятна при поверхности скольжения с коэффициентом
Расчет заключается в вычислении коэффициентов устойчивости при различных статически и кинематически возможных положениях центра поверхности скольжения рис. 11.23. Значение коэффициента femin определяют методом попыток. Рекомендуется следующий порядок вычислений.
1. Определяют расчетные нагрузки на обрезе фундамента, собственный вес фундамента и вес грунта на его уступах, а также расчетные характеристики грунтов основания, в том числе средневзвешенные показатели удельного веса yi и угол внутреннего
трения Ф слоистого основания в пределах глубины заложения фундамента.
2. Вычисляют активное давление грунта на фундамент в направлении ожидаемого сдвига. В наиболее часто встречающемся случае вертикальной боковой грани фундамента, слоистого основания
11.3.3. Инженерные методы
113

Рис. 11.23. Схема к расчету устойчивости основания методом круглоцилиндрических поверхностей
и наличия пригрузки q по поверхности грунта равнодействующая активного давления рис. 11.23 определяется по формуле
Еа — 0,5v,d d 2he„ tg2 45° — p,2,
11.70
где d — высота фундамента; Vi и Фх — средние в пределах высоты фундамента d значения соответственно удельного веса и угла внутреннего трения грунта; при определении средневзвешенных пока¬
114

зателей А используют выражение А — Е Ajht htv 77, — приведенная толща грунта, статически эквивалентная пригрузке 7.
Равнодействующая Еа приложена на расстоянии h0 от подошвы фундамента:
h0 dd 3heq3 d 2heq. 11.71
3. Используя формулу внецентренного сжатия, определяют контактные давления по подошве фундамента:
Ртах F0b. 1 ± 6М62 • 1, II.72
min
где — сумма внешних вертикальных сил, включая собственный
вес фундамента и грунта на его обрезах; М — момент по подошве
фундамента от внешних сил без учета момента, вызванного силой Еа.
4. Задаются одним из возможных центров круглоцилиндрической поверхности скольжения например, см. рис. 11.23, точка . Положение выбранного центра должно обеспечить кинематическую и статическую возможность принятой схемы потери устойчивости.
5. Проводят круглоцилиндрическую поверхность с радиусом R, равным расстоянию от выбранного центра точка до края подошвы точка В, учитывая при этом два возможных варианта:
а поверхность скольжения начинается от поверхности грунта за фундаментом точка Л; б поверхность скольжения начинается от края фундамента точка В.
Равнодействующая активного давления грунта Еа, как внешняя сдвигающая сила, принимается только во втором варианте; в первом — давление грунта относится к внутренним усилиям, так как прикладывается в пределах призмы обрушения.
6. Принятую круглоцилиндрическую поверхность обрушения делят на блоки шириной А 0,1. Для каждого блока определяют средневзвешенный удельный вес грунта у для песчаных грунтов ниже уровня воды у принимается с учетом взвешивающего действия воды и угол а между вертикалью и нормалью для -го блока грунта.
7. Определяют коэффициент устойчивости для обоих вариантов поверхности скольжения:
поверхность скольжения начинается от поверхности грунта см. рис. 11.23, точка А
kia », ЯА f ТЛ g cos а Vcos ai. П 73
1 Ms.a RcAi 0 VV sin a,
поверхность скольжения начинается от края фундамента рис.
11.23, точка В
hb _hMs.r Ril У Yfty tg Фц COS «у yc°s « П 74
1 Ms,a Ea I — Ao Fv, tat RiAj У fa “
115

где Rt — радиус i-й поверхности скольжения; Ду — ширина блоков, на которые разбивается призма обрушения; у— вертикальная составляющая на -м участке поверхности скольжения для блоков под фундаментом равна соответствующему контактному давлению по подошве фундамента 7 pf, для блоков в зоне пригрузки на поверхности грунта у q для остальных блоков у 0; Лу— средняя высота -го блока грунта; с1, фт — соответственно удельное сцепление и угол внутреннего трения того пласта грунта, в пределах которого находится подошва -го блока; Еа — равнодействующая бокового давления грунта см. формулу 11.70; 1а — расстояние по вертикали от центра вращения до подошвы фундамента; h0 — расстояние от подошвы фундамента до линии приложения равнодействующей Еа принимается по формуле 11.71; Fv.t t — суммарный момент от вертикальных сил, включая вес фундамента и грунта на его уступах плечо at силы N t принимается относительно центра вращения; yt— средневзвешенный вес -го блока груйта; ау— угол между вертикалью и нормалью для -го блока; составляющие суммы ТЛ sin а принимаются с учетом знака угла ау.
Применительно к расчетной схеме см. рис. 11.23 угол ау считают положительным на участке CD нисходящая часть кривой скольжения и отрицательным на участке ABC восходящая часть кривой.
8. Если кинематически возможны другие положения центра вращения, то определяют коэффициенты устойчивости для поверхности скольжения с центрами в точках 2.9 см. рис. 11.23.
9. Устанавливают коэффициент femin по данным рассмотренных поверхностей скольжения. Для этого в произвольном масштабе отрезками прямой изображают значение коэффициентов устойчивости по вертикалям .. Определяя минимумы плавных кривых, соединяющих концы отрезков, устанавливают тем самым минимальные коэффициенты устойчивости по вертикалям 1 III. Аналогичное построение для отрезков, изображающих fein. ftjfin» позволяет выявить коэффициент femln-
10. Если полученный kmin упус, то несущую способность основания считают обеспеченной. В противном случае увеличивают габаритные размеры фундамента глубину заложения, ширину подошвы или переходят к другому типу фундамента.
В общем случае надежность расчетов методом круглоцилиндрических поверхностей зависит от того, насколько удачно выбран центр вращения, при котором коэффициент устойчивости будет минимальным. В подобных условиях повышению надежности расчета способствует метод случайного поиска, реализуемый с помощью ЭВМ. Сущность его применительно к решаемой задаче заключается в следующем. Основываясь на опыте проектирования и данных исследований, задаются контурами поля, в котором наиболее вероятно нахождение центра вращения с минимальным коэффициентом устойчивости. В заданном поле, используя датчик случайных чисел, последовательно назначают центры вращения и проводят опреде-
116

ления коэффициента устойчивости по формулам 11.73, 11.74.
Выполнив 10 10е циклов, определяют femln. При этом результаты
вычислений целесообразно обрабатывать, применяя вероятностный подход.
Расчет на сдвиг по подошве фундамента рис. 11.24 состоит в установлении соотношения сил FSta, сдвигающих сооружение фундамент и сил, сопротивляющихся сдвигу, Fsr.
Сумма сдвигающихся сил
IlFSia Fh'tE0lf, И -75
сумма сил, сопротивляющихся сдвигу,
Е Fs, г F0 — U tgcp, Aci Er, t, 11.76
где Fv, Fh — соответственно вертикальная и горизонтальная составляющие нагрузки на фундамент; U — гидростатическое противодавление при уровне грунтовых вод выше подошвы фундамента; Фх, с,— прочностные параметры грунта под подошвой фундамента; А — площадь подошвы фундамента; Еа, i, Er. i — соответственно активная и пассивная составляющие давления г-го слоя грунта.
Подставив значения Fso и FSt, в выражение 11.50, проверяют условие недопущения плоского сдвига.
В заключение отметим, что помимо рассмотренных выше методов СНиП 2.02.01-83 в прил. IV дан аналитический метод расчета несущей способности двухслойного основания.
ПРИМЕРЫ
Пример 13. Определить осадку фундамента А-2 под колонну одноэтажного промышленного здания см. пример 1, рис. I. 23, возводимого на площадке I см. рис. 1.27, табл. 1.20.
Рассчитываемый фундамент находится вблизи скважины J, размеры его подошвы — 2,4 х 2,7 м, глубина заложения от поверх¬
117

ности — 1,9 м. Среднее давление под подошвой фундамента р 172,5 кПа.
Из двух рекомендуемых СНиП 2.02.01-83 способов расчета осадок принимаем метод послойного суммирования, поскольку ни одно из условий применимости метода линейно деформируемого слоя конечной толщины в данном примере не реализуется: в пределах сжимаемой толщи нет слоя с Е 100 МПа; ширина подошвы фундамента Ь 10 м.
Порядок расчета определен в 11.2.6.
1. Определение напряжений от собственного веса грунта. Будучи линейной функцией глубины и удельного веса, такие напряжения определяются только в характерных точках: на границах слоев, на уровне подземных вод, а также под подошвой фундамента. Необходимые исходные данные для вычисления напряжений от собственного веса ozg, по формуле II.8 даны на рис. 11.25.
На подошве почвенного слоя 1
оге.1 Yii 16,3 • 0,3 3,9 кНм2 кПа 0,0039 МПа;
на уровне подошвы фундамента °zg, o Otg, i Та 3,9 15,9 • 1,5 27,7 кНм2 кПа;
на подошве слоя. 2
Ozg, 2 27,7 15,9 • 1,3 48,4 кНм3 кПа;
на уровне подземных вод
Ozg, w 48,4 18,8 • 0,3 54,0 кНм кПа;
ниже уровня подземных вод удельный вео грунта определяется 6 учетом взвешивания
.з Кз-11 ея 27,1 — 101' 0,87 9,1 кНм2;
напряжение от собственного веса грунта на подошве слоя Ye»a 54,0 9,1 1,2 65,0 кНм2 кПа;
на подошве слоя 4
Ъе, 4 65,0 -J- 10,3 • 5,30 119 кНм2 кПа.
Здесь
26,6—10 1АО е,. «,
Ъь, 4 т0,63 10,3 кНм2.
По вычисленным значениям рис. 11.25 слева от оси симметрии строим эпюру напряжений от собственного веса грунта в масштабе: по горизонтали 1 см — 50 кПа; по вертикали 1 см — 0,5 м.
2. Вычисление дополнительных напряжений. Помимо дополнительных напряжений от рассчитываемого фундамента А-2 на его осадку также влияют дополнительные напряжения, вызванные соседними фундаментами А-1 и А-3 см. рис. 1.23. Учет влияния
118

Нтптовстие
слоя
характерно тики D пласптоо
1Роч8енный слои
Песок пылеватый
Суглинок мягкопластичной консистенции
средней
плотности
WL
■fz
Песок. средней крупности средней плотности
У,-'3,3
ht20n EfHflMfta
-8.8
-50лг
Ъ'Щн, еt'jfiorm
h 5'50м 1Л-266ШМ емрв
52НПа
усь симметрии
АС
Нижняя граница сжимаемои толщи
1
ЯЪЮ
®1
I-W
2Ц
Деталь В
Рис. 11.25. Расчетная схема к определению осадки отдельно стоящего фундамента:
7 —эпюра «алряжений от собственного «веса вдуята; 2— эшора :дшюлнилельных надряжений; 3 — фрагмент эпюры дополнительных напряжений, увеличенной в 5 раз
соседних фундаментов необходим отри выполнения неравенства kcLf Lg.
Фактическое расстояние между осами смежных фундаментов равно 600 см. Параметр Lg зависит от ширины подошвы.6 240 см, соотношения старин тодошвы т 270240 1,125, давления под подошвой фундамента ур 1.72,5 жПа см. рис. 11.3. Интерполируя, получаем Lg .383 юм. Для вычисления коэффициента kc опре-
v 119

деляем средневзвешенное значение модуля деформации исследованной толщи под подошвой фундамента А-2:
Ма — I1»0- 1,3 7,61,50 32,0 - 5,3 29 0 МПа
Вычисляем kc по формуле II.5:
W 29'° — 10'° 1 1474
где 240 — ширина влияющего фундамента.
Подставляя в неравенство численные значения полученных величин, получаем 1,474 • 600 884 380.
Таким образом, учет влияния соседних фундаментов при определении дополнительных давлений под подошвой фундамента А-2 необязателен.
Определение дополнительных напряжений по оси симметрии фундамента А-2 начинаем с разбивки сжимаемой толщи грунта на элементарные слои одинаковой толщины hi 0,26 0,2 • 2,4 0,48 м. Определенная толщина элементарного слоя 0,26 или
0,46 упрощает вычисление табличного коэффициента а?, характеризующего снижение напряжений по глубине.
Дополнительные напряжения агр на границах каждого t-ro элементарного слоя вычисляем по формуле II. 11:
Огр, I tP — Ozg, о-
Исходное среднее давление под подошвой фундамента р 172,5 кПа. Напряжение от собственного веса грунта на уровне подошвы фундамента составляет аге, о 27,7 кПа. Коэффициенты а определяются по табл. И.З в зависимости от приведенной глубины i-го слоя S 2 hjb и отношения сторон подошвы фундамента т. Так как в данном примере отношение т 2,72,4 1,125 имеет промежуточное значение, то коэффициенты а принимаем в интервале П 1. 1,4.
Вычисления дополнительных напряжений и последующие определения осадок элементарных слоев удобно вести в табличной форме табл. 11.13.
На расчетной схеме см. рис. 11.25 справа от оси симметрии по данным табл. 11.13 строим в том же масштабе эпюру дополнительных напряжений.
3. Нижнюю границу сжимаемой толщи ВС определяем графическим способом. Для этого в воне, где визуально следует ожидать выполнения соотношения агр 0,2агв, слева от оси симметрии строим фрагмент эпюры дополнительных напряжений в масштабе по горизонтали 1 см — 10 кПа. В точке пересечения эпюры напряжений от собственного веса грунта и увеличенной эпюры дополнительных напряжений на нижней границе 10-го элементарного слоя определяем нижнюю границу сжимаемой толщи ВС.
120

.121
Таблица 11.13. К определению осадки прямоугольного фундамента методом послойного суммирования
Глубина
4
°гр, t-ax X 172,5 — — 27,7
Номер
элемен¬
тарного
слоя
°zp, i °’5 X х °гр, i azp —1
от подошвы фундамента
С 224
л 1
чМ
т 1,125
Ei, кПа
st 0.8аzPt i х Х0,48, м
0,00
0,00
1,000
1,000
1,000
144,8
1
142,1
11000
0,0050
0,48
0,4
0,960
0,972
0,963
139,4
2
128,7
иооо
0,0045
0,96
0,8
0,800
0,848
0,815
118,0
3
104,5
10000
0,0040
1,44
1,2
0,606
0,682
0,628
90,9
4
79,9
7600
0,0040
1,92
1,6
0,449
0,532
0,475
68,8
5
60,5
7600
0,0031
2,40
2,0
0,336
0,414
0,360
52,1
6
46,2
11660
0,0015
2,88
2,4
0,257
0,325
0,278
40,3
7
36,0
32000
0,0004
3,36
2,8
0,201
0,260
0,219
31,7
8
28,6
32000
0,0003
3,84
3,2
0,160
0,210
0,176
25,5
9
23,1
32000
0,0003
4,32
3,6
0,130
0,173
0,143
20,7
10
19,1
32000
0,0002
4,80
4,0
0,108
0,145
0,120
17,4
11
15,7
32000
S 0,0244 м
5,28
4,4
0,091
0,122
0,097
14,0
12
13,2
32000

4. Определение осадок элементарных слоев и общей осадки фундамента. В пределах сжимаемой толщи оказалось 10 элементарных слоев, осадка каждого из которых
s, 0,8стгр ihcE.
Среднее напряжение o2pj, представляющее полусумму напряжений по верхней и нижней границам i-гоэлементарного слоя, дано для каждого слоя в табл. 11.13. Толщина элементарного слоя hi 0,48 м. Модули деформации Et приведены в табл. II.5, приняты по значениям модуля деформации тех слоев, в пределах которых соответствующие элементарные слои находятся. Для элементарных слоев 3 и 6, находящихся на стыке геологических пластов см. рис. 11.25, вычислены средневзвешенные значения Е
для слоя 3 деталь А
п 11 0 • 0,34 -J- 7,60 • 0,14.a wг-» лллл -» i Е3 — 0 48 — 10 МПа 10000 кПа;
для слоя 6 деталь Б
6 7,60 ' °'40832,0 ’ 0,08 11,66МПа 1166 кПа.
Осадки элементарных слоев даны в табл. 11.13. Их сумма, равная 2,44 см, составляет полную осадку рассчитываемого фундамента. Предельно допустимая максимальная абсолютная осадка Smax.« для фундамента одноэтажного промышленного здания, в конструкциях которого не возникают дополнительные усилия от неравномерных осадок ввиду шарнирного сопряжения ригелей и колонн, согласно табл. II. 1 составляет 15см. Таким образом, основное условие II. 1 расчета по деформациям в данном примере выполняется.
Пример 14. Оценить влияние фундамента под оборудование ФО-2 на осадку фундамента А-2, расчет деформаций которого выполнен в примере 13. Схема взаимного расположения фундаментов дана на рис. 11.26, а. Дополнительное давление по подошве фундамента ФО-2 составляет р0,а 200 кПа.
Влияние фундамента ФО-2 на осадку фундамента А-2 необходимо учитывать при выполнении неравенства kcLf Lg. Фактическое расстояние между осями взаимодействующих фундаментов Lf 480 см. По графику рис. II.3 параметр Lg для квадратного фундамента ФО-2 с давлением по подошве р 200 кПа 2 кгссм2 и стороной подошвы Ь 480 см составляет Lg« 800 см. Коэффициент kc, определяемый по формуле И.5, для грунтовых условий
П fi
примера 13 и ширины подошвы Ь 480 см равен kc щ 290 —
— 100 1 1,237. Таким образом, 1,237 • 370 800. Следовательно, учет влияющего фундамента ФО-2 при расчете осадок фундамента А-2 необходим.
Влияющие напряжения, вызываемые фундаментом ФО-2, определяются методом угловых точек. Для этого фактический прямоугольник загружения ABCD рис. 11.26, б заменяем четырьмя
122

Рис. 11.26. К определению осадок с учетом влияющего фундамента:
а — расположение взаимодействующих фундаментов в плане и разрезе; б — схема прямоугольного загружения: в — эпюра дополнительных напряжений от влияющего фундамента; г — эпюры дополнительных напряжений и напряжений от собственного веса грунта по центральной оси рассчитываемого фундамента; 1 — рассчитываемый фундамент; 2 — влияющий фундамент; 3— суммарная эпюра дополнительных напряжений; 4 — дополнительное напряжение от рассчитываемого фундамента; 5 — эпюра напряжений от собственного веса грунта; 6 — фрагмент суммарной эпюры дополнительных напряжений,
увеличенной в 5 раз
прямоугольниками, имеющими одну из вершин в точке О. Алгебраическая сумма площадей прямоугольников AMOL, ВМОК, CNOK, DNOL статически эквивалентна площади ABCD.
В соответствии с формулой 11.14 и рис. 11.26, б влияющее
напряжение агр,а от фундамента ФО-2 по оси 0 рассчитываемого
фундамента А-2 равно
Ро, Q t t 1
гр. а —aAMOL аВМОК aCNOK a.DNOU9
где ос' — коэффициенты рассеивания угловых напряжений для соответствующих прямоугольников загружения.
Поскольку AMOL ВМОК и CNOK DNOL, формула 11.14 принимает вид
Pof о t I v
Огр, а —2 aAMOL aDNOlJ'
Складывая влияющие напряжения агр, а рис. II.26, в и дополнительные напряжения azp см. пример 13, строят суммарную эпюру дополнительных напряжений рис. 11.26, г. Затем сопостав¬
ляют суммарную эпюру дополнительных напряжений и эпюру напряжений от собственного веса грунта azS, вычисление которых дано
123

Таблица 11,14. К определению осадки прямоугольного фундамента с учетом влияющего фундамента
с
Определение ад, aAMOL ПРИ Л» равном
rM DNOL при TJ 1
Да;' aAMOL “ aDNOL
агр, а
Рл «
°гр, 1» кПа
Ъ°гр. 1•
кПа
'Номер
элемен¬
,
кПа
Ei, кПа
н —
0,8 Шгр§0,96
Ei
. м
2 гЬ
2,4
3,2
3
— 0. а
_ х
х Да'
тарного
слоя
0,00
0,0
1,000
1,000
1,000
1,000
0,000
0,0
144,8
144,8
0,96
0,4
0,976
0,977
0,977
0,960
0,017
1,7
119,7
119,7
1
132,2
11000
0,0092
1,92
0,8
0,875
0,879
0,878
0,800
0,078
7,8
68,8
76,6
2
98,1
8960
0,0084
2,88
1,2
0,740
0,749
0,746
0,606
0,140
14,0
40,3
54,3
3
65,4
7750
0,0065
3,84
1,6
0,612
0,630
0,625
0,449
0,176
17,6
25,5
43,0
4
48,6
32000
0,0011
4,80
2,0
0,505
0,529
0,523
0,336
0,187
18,7
17,4
35,9
5
39,6
32000
0,0009
5,76
2,4
0,419
0,449
0,442
0,257
0,185
18,5
12,5
30,7
6
33,3
32000
0,0008
6,72
2,8
0,350
0,383
0,375
0,201
0,174
17,4
9,9
27,3
7
29,5
32000
0,0007
7,68
3,2
0,294
0,329
0,317
0,160
0,157
15,7
7,9
23,6
8
25,9
32000
0,0006
8,64
3,6
0,250
0,285
0,279
0,130
0,149
14,9
6,2
21,1
9
24,4
32000
0,0005
s 0,0287 ы

в примере 13. Графически определив нижнюю границу сжимаемой толщи глубина, где 2 агр 0,2ozg, вычисляют осадки элементарных слоев.
Расчеты сведены в табл. 11.14. В гр. 1,2 приведены абсолютные и относительные глубины , на которых вычисляются дополнитель' ные напряжения. Толщины элементарных слоев приняты ht 0,2, Ь 0,2 х 4,80 0,96 м. Так как при определении aM0Zrj 7,202,4 3, а соответствующие значения табл. II.3 даны для т 2,4 и t 3,2, по данным гр. 3, 4 проведена интерполяция и определены значения aAM0L ПРИ И 3 гр. 5. Для прямоугольника CNOK значения а' приведены в гр. 6. Просуммировав соответствующие значения агр, а гр. 8 и агр гр. 9, получают полные значения дополнительных напряжений 2огр гр. 10. В гр. 11. 14 выполнены процедуры вычисления осадок элементарных слоев. Полученная в итоге общая осадка smax 2,87 см на 11 превышает осадку фундамента А-2, вычисленную без учета влияющего фундамента ФО-2 см. пример 13.
Пример 15. Определить относительную неравномерность осадок фундаментов под наружную и внутреннюю стены жилого дома см. рис. 1.25, возводимого на площадке II см. рис. 1.27, табл. 1.20. Характеристики грунтовых напрастований, габаритные размеры фундаментов и нагрузки для фундамента под наружную стену даны на рис. 11.27, для фундамента под внутреннюю стену — на рис. 11.28.
Как известно см. И. 2.2, относительная неравномерность осадок представляет собой отношение разности осадок As двух фундаментов к расстоянию I между ними в осях.
Применяя метод послойного суммирования см. II.2.6, определим осадки ленточных фундаментов подробное описание расчета методом послойного суммирования см. в примере 11.13.
В данном примере результаты вычислений отражены на соответствующих рисунках и в таблицах. На рис. 11.27 построены эпюры напряжений от собственного веса грунта, дополнительных напряжений и графическим способом определена нижняя граница сжимаемой толщи при расчете фундамента под наружную стену. Результаты вычислений дополнительных напряжений огрЛ и вычисление осадок элементарных слоев sc в пределах сжимаемой толщи для этого фундамента сведены в табл. 11.15. Суммарная осадка фундамента под наружную стену — 2,8 см.
Аналогичные вычисления, выполненные для фундамента под внутреннюю стену, даны на рис. 11.28 и в табл. 11.16. Полная осадка фундамента под внутреннюю стену — 4,08 см.
Расстояние в осях между рассчитываемыми фундаментами — 6 м. Таким образом, относительная неравномерность осадок равна: As 4,08 — 2,8600 0,0021.
Пример 16. Определить среднюю осадку плитного фундамента с размерами в плане 21 х 63 м см. пример 23 и глубиной заложения d lfi м от поверхности-, фундамент возводится на площадке III рис. 1.27, табл. 1.20; среднее давление по подошве р 110 кПа.
125

Ряс. 11.27. Расчетная схема к определению осадки ленточного фундамента под наружную стену жилого дома:
I — эпюра напряжений от собственного веса грунта; 2 — эпюра дополнительных напряжений; 3 — фрагмент эпюры дополнительных напряжений, увеличенной в 5 раз
Схема фундамента с исходными расчетными характеристиками представлена на рис. 11.29.
При выполнении условия р R СНиП 2.02.01-83 допускает не производить расчет осадок, если тип здания и характер напластований площадки соответствуют указаниям табл. II.2. В данном случае фундамент проектируется для 4-этажного промышленного рамного здания с сеткой колонн 6x6м см. номенклатуру зданий в табл. II.2. Однако грунтовые напластования, представляющие
126

Номер
слоя
Наименование Xi слоя
растительный
слои
Суглинок
тбердой
консистенции
h0,7; у-5,а
Суглинок
мягко¬
пластинной
консистенции
Суглинок
туго-
плаапичный
арактеристики
пластов
Л2-3,9и
v,7i'V
Ег-15,0 ППа
5,7м ЪуП,0Н1
е-о,до
Е3‘80Ппа
27,ЗкН
е’, nftina
-U0
всь tumemjiuu
Рис. 11.28. Расчетная схема к определению осадки ленточногд фундамента прд внутреннюю стену жилого дома: •
— эпюра напряжений от собственного веса грунта; 2 — эпюра дЬполнительных напря жений; 3 — фрагмент эпюры дополнительных напряжений, увеличенной в 5 раз I
Ось симметрии Т77Г
Рис. 11.29. К расчету средней осадки плитного фуядамента
127

Таблица 11.15. К определению осадки ленточного фундамента под наружную стену
А
X
в N
И J
ClO
Ь х
т ° 8-§ fgS
X s.
°zM0.5X
x °zp,i
a2Pt t i
j“ O’tozp, t ■
0,64
Q,°°
6,64
1,28
1,92
2,56
3,20
3,84
4,48
5,12
5,76
6,40
7,04
7,68
8,32
8,96
0,0
0,8
1,6
2.4
3.2
4.0
4.8
5.6
6.4
7.2
8.0
8.8
9.6
10.4
11.2
1,000
0,881
0,642
0,477
0,374
0,306
0,258
0,223
0,196
0,175
0,158
0,144
0,133
0,122
0,110
212.3 187,0
136.3
101.3
79.4 64,9
54.8
47.3 41,6
37.1
33.5
30.6
28.2
26.9
23.3
1
2
3
4
5
6
7
8 9
10
11
12
13
199.6
161.6 118,8
90.3 72,1 59,8
51.0
44.4
39.3
35.3
32.0
29.4
27.0
15000
15000
15000
15000
12200
8000
8000
14000
14000
14000
14000
14000
14000
0,0069
0,0055
0,0040
0,0031
0,0030
0,0038
0,0032
0,0016
0,0014
0,0012
0,0012
0,0010
0,0010
Yist 2,8 cm
Таблица 11.16. К определению осадки ленточного фундамента под внутреннюю стену
N
N
О
g,o
Л
в р-
°гр,1
а х
X 220 — 23,7
Номер элементарного слоя
S
fb
Ei
_si 0.8aZPt i • 0,96
Et
0,00
0,96
1,92
2,88
3,84
4,80
5,76
6,72
7,68
8,64
9,60
10,56
0,0
0,8
1,6
2.4
3.2
4.0
4.8 5,6
6.4
7.2
8.0
8.8
1,000
0,881
0,642
0,477
0,374
0,306
0,258
0,223
0,196
1,175
0,158
0,143
196,3
172,0
125,5
93.2 73,0
59.7
50.4
43.5
38.2
34.2
30.8
27.9
1
2
3
4
5
6
7
8 9
10
183.6
148.7 109,3
83.1 66,3 60,0 46,9 40,8
36.2 32,5
15000
15000
15000
15000
13250
8000
8000
8000
8000
8000
0,0094
0,0076
0,0055
0,0042
0,0033
0,0058
0,0045
0,0039
0,0035
0,0031
4,08 см
сочетание пылевато-глинистого грунта с е 0,85 0,5 to пылеватого песка, не входят в перечень вариантов грунтовых условий табл. И.2. Следовательно, расчет осадки необходим.
В соответствии с II.2.6 для фундамента с шириной подошвы Ь 21 м 10 м, в основании которого не выявлено пластов с модулем деформации Е 10 МПа, расчет осадок ведут методом линей-
128

но деформируемого слоя конечной толщины. Последовательность расчетов дана в II.2.6.
1. Определение толщины линейно деформируемого слоя.
Поскольку в пределах разведанной толщи нет пласта грунта
с модулем деформации F 100 МПа, толщину линейно деформируемого слоя определяют, используя зависимости 11.21.11.23. Вначале но формуле 11.21 вычисляем Hs в предположении, что основание сложено только песчаным грунтом;
s 6 0,16 6 0,1 -210,9 7,3 м,
где kp — коэффициент, учитывающий среднее давление по подошве фундамента; определен по интерполяционной формуле 11.22 при р 110 кПа
kp 0,80,01 р — 100 0,8 0,01 110— 100 0,9.
На данной площадке суммарная мощность пылевато-глинистых грунтов в пределах сжимаемой толщи равна мощности опорного пласта суглинка hc 2,1 м.
Таким образом, расчетная мощность линейно деформируемого слоя по формуле 11.23 равна
Н Н, hci3 - 7,3 2,1 :3 8,0 м.
2. Вычисление средней осадки плиты.
Для использования формулы 11.24, по которой определяется осадка, необходимо установить значения входящих в нее коэффициентов. По номограмме см. рис. II.8 при ' 2 НЬ 2 • 8,021 0,76 коэффициент kc 1,4. Коэффициент условий работы основания km при b 21 м 15 принимается km 1,5. Коэффициенты k определяем по табл. И.4 для каждого пласта в пределах активной зоны. Коэффициент kx для слоя с подошвой на глубине г 2,1 м при 2zlb 2 • 2,121 0,2 и соотношении сторон плитного фундамента r 1Ь 6321 — 3 составляет fej 0,050. Коэффициент для слоя с г 8,0 м при 2 • 8,021 0,76 й т 3 равен k2 0,190. При назначении коэффициентов
по табл. II.4 использована линейная интерполяция.
Далее вычисляем осадку по формуле II.24:
О _ pbkc ki-i 110 • 21 1,4 0,050 0,190 — 0,050
km 2ш1 Et 1,5 11000 25000 0,0219 м 2,2 см.
Согласно табл. II.1, максимальная средняя осадка основания фундаментов производственных рамных каркасных зданий в железобетоне составляет 8 см. Таким образом, фактическая осадка 2,2 см меньше предельно допустимой.
Пример 17. Определить крен фундамента А-2 одноэтажного промышленного здания, конструктивные особенности которого анализируются в примере 1. Размеры подошвы фундамента 2,7 х X 2,4 м. Грунтовые условия площадки и расчет осадки фундамента рассматриваются в примере 13 и на рис. 11.25.
5 8-919
129

В общем случае расчет крена фундамента зданий и сооружений должен производиться с учетом перераспределения нагрузок, вызванного податливостью основания, т. е. в ходе комплексного расчета системы основание — фундамент — верхнее строение. Однако в учебном проектировании для определения крена достаточно принять нагрузки, полученные в ходе расчета надземных конструкций на несжимаемом основании. По данным примера 1, силовые факторы на обр1езе фундамента, вызывающие его крен, имеют значения Мх 194 кН • м; Fh 35 кН.
При высоте фундамента d 1,5 м изгибающий момент по его подошве равен Mm,. 194,0 35,0 х 1,5 246,5 кН м.
В качестве модели основания при расчете крена принята модель линейно деформируемого полупространства, поскольку ширина подошвы Ь 2,4 10 м, а в пределах сжимаемой толщи нет слоя грунта с модулем деформации Е 100 МПа.
Для использования формулы 11.28, определяющей крен фундамента, необходимо найти средневзвешенные характеристики слоистой сжимаемой толщи Еа и v.
Средний по глубине модуль деформации Е4 вычисляется по зависимости 11.20 с учетом параметров s и °гр, Л, определяемых при расчете осадок. По данным примера 13: s 2,44 см, огр, fa 142,1 128,7 104,5 79,9 60,5 46,2 36,0 28,6 23,1 9,1 • 0,48 320,8 кНм. Следовательно,
Е„ —— 11060 кНм2.
В пределах сжимаемой толщи Hs 4,8 м залегают два слоя песка с коэффициентом Пуассона vt v3 0,30 и один слой суглинка е V 0,35. Средневзвешенный коэффициент Пуассона этой толще
S vihl 0,30 - 1,30 1,5. 0,35 2,0 • 0,35
4,80
0,315 0,32.
Yihi
Коэффициент условий работы km для фундамента с шириной подошвы Ь 2,4 м 10 м принимается km 1.
По табл. II.6 в зависимости от ti lib 2,7 1 2,4 1,125 и оо для модели линейно деформируемого полупространства коэффициент kt 0,543.
Определив значения всех параметров, входящих в формулу 11.28, вычисляем значение крена фундамента А-2 вдоль продольной ОСИ
,. 1 — V2 и -пгах I — 0,32 п с л 246,5 п пгм л
l EJtm 2s “ 11060 • 1 ' ’ 1,35s — °0044-
Пример 18. Оценить затухание во времени осадки плитного фундамента, возводимого: а на площадке III рис. II.30, а б в грунтовых условиях, представленных на рис. 11.30, б.
Случай а. В данных инженерно-геологических условиях рис. 11.30, а мощность глинистого пласта меньше мощности сжима-

b-210
. р‘110кПа
iztk '
Песчаная подготовка■
6201
4-
f i ,i Суглинок P‘t95 Erf.Onna 35
Глина к”0,521
e2 -1800 nna '
р0р110кпа
042
aa
■бщпя68Ш
Рис. 11.30. Схемы к расчету затухания осадок плитного фундамента: а — при фильтрации вверх-вниз; б — при фильтр алии только вверх
емой толщи Н определение мощности сжимаемой толщи и конечной осадки см. в примере 17. Фильтрация осуществляется вниз в песчаный грунт и вверх благодаря песчаной подготовке, устраиваемой под подошвой фундамента. По табл. II.9 данный случай относится к расчетной схеме 3. Следовательно, расчетная мощность уплотняемого слоя составляет fts hj2 2,1 s 2 1,05 м, а значения параметра N принимаются по табл. 11.10.
Определяем значения расчетных параметров с0 и Т. Коэффициент консолидации по формуле 11.37
kpE 0,0095 11000 ос 2.лослп ы
Со — ю Q g2 - 16,85 м2год 168500 см2год,
q 1 2v2 , 2-0,35 ncn tn и i я
где Р 1 — у— 1 — , _ Q3g 0,62; yw 10 кНм8.
Параметр Т по формуле 11.47 равен
4Л __ 4 105 _ п пйчч „лпа
— я 3,14-168500 — °0833 г0да-
Дальнейшие расчеты ведем в табличной форме табл. 11.17 в соответствии с рекомендациями II.2.8 принятые значения степени уплотнения Qt с ишервалом 0,1 и соответствующие им значения Na из табл. 11.10 приводятся в rpi 1 и 2 настоящей таблицы. Время t в днях, необходимое для достижения каждой ступени уплотнения, дано в гр. 3. Гр. 4 табл. И. 17 позволяет определить значение осадки на каждый пернод времени.
Случай б. Здесь- для оценки времени стабилизации, необходимо предварительно определить средние характеристики пылевато-глинистых слоев сжимаемой толщи рис. 11.30., 6 а. вычислить конечную осадку. Соошветствующие вычисление вдооднеиы шике.
Б Ш

Таблица 11.17. К расчету времени затухания осадки плиточного фундамента пример 18, случай а
Q
а
t NT
S sQ
Q
Na
t NT
st — sQ
0,10
0,02
0,0016
0,22
0,60
0,71
0,0589
1,32
0,20
0,08
0,0066
0,44
0,70
1,00
0,0833
1,54
0,30
0,17
0,0141
0,66
0,80
1,40
0,1160
1,76
0,40
0,31
0,0257
0,88
0,90
2,09
0,1730
1,98
0,50
0,49
0,0467
1,10
0,98
3,63
0,3010
2,2
обходимые пояснения при определении Н, s, v, Ed приведены в § II.2.6 и примере 16.
Толщина сжимаемой толщи
9 0,15-210,9 11,0 м.
Конечная осадка
21-110
10 • 1,4 0,05 0,30 - 0,25 _ft П4
,5 Vl 1000 18000 1
Средний коэффициент Пуассона
-2,1-0,358:9-0,42 046
Средний по глубине модуль деформации
035- 16300 кПа-
11000 18000
Средний коэффициент фильтрации определяется по формуле 11.38
й ЕА 11,0 пе- ,
S hikp, I 2,1:0,958,9 : 0,52 смгод-
В данных инженерно-геологических условиях рис. II.30,б мощность пылевато-глинистых слоев больше мощности сжимаемой гол щи. Фильтрация возможна только вверх к песчаной подготовке, устраиваемой под подошвой фундамента. По табл. II.9 данный случай относится к расчетной схеме 1. Следовательно, толщина уплотняемой толщи в расчетах продолжительности осадок hs Н 11,0 м, а значения параметра Nb должны приниматься по формуле II.41 е привлечением значений Na и из табл. 11.10. Для использования формулы 11.41 необходимо знать соотношение уплотняющих напряжений р0огр, п на верхней и нижней границах уплот¬
132

няемой толщи. Отношение о р0а2р, „ определим в рамках приведения пространственной задачи вычисление конечных осадок к одномерной время затухания осадок. Высота эквивалентного слоя по формуле 11.45:
. bkо 21 0,463.
ev Рт — 0,45 • 1,5 — ’40 М»
где Ь 21 м — ширина подошвы фундамента; k0 — коэффициент, принимаемый по табл. II.5 в зависимости от 1Ь 63 i 21 «
:3 м; С 2НЬ 2 • II:2I»1; р 1
2va
1 — v
0,45; km — ко¬
эффициент, значение которого для фундамента с шириной подошвы Ь 21 • 10 м при среднем по глубине модуле деформации Еа 16,3 10 МПа принимается km 1,5.
Отношение v р0огр, „ определяем по формуле И.46
2Не 2 - 14,40. со
V п 2Л — Н 2 14,40 — 11,0 ’
При соотношении v 1,62 коэффициент J, вычисляемый по формуле 11.42, равен J 0,734. Далее вычисляем значения параметров ev и Т:
kpEd 0,0057 16300 пг с л 2 олс лл 4i
с0 YJ -1070,45 2064 м Г°Д 206400 см2год;
4 • 11002 3,14а-206400
7,47 лет.
Последующие вычисления сводим в табл. 11.18. Гр. 6,7 таблицы содержат данные, необходимые для построения графика затухания осадки рис. 11.31.
Таблица 11.18. К расчету времени затухания осадки плиточного фундамента пример 18, случай б
Q
а
в
в
t NT
0,10
0,02
0,005
0,015
0,016
0,119
0,4
0,20
0,08
0,02
0,06
0,064
0,478
0,8
0,30
0,17
0,С6
0,11
0,141
1,053
1,2
0,40
0,31
0,13
0,18
0,262
1,957
1,в
0,50
0,49
0,24
0,25
0,423
3,160
2,0
0,60
0,71
0,42
0,29
0,632
4,721
2,4
0,70
1,00
0,69
0,31
0,917
6,850
2,8
0,80
1,40
1,08
0,32
1,315
9,823
3,2
0,90
2,09
1,77
0,32
2,005
14,977
3,6
0,98
3,63
3,49
0,14
3,592
26,83
4,0
133

Пример 19. Определить несущую способность основания прямоугольного фундамента одноэтажного промышленного здания, возводимого на площадке I см. табл. 1.20, рис. 1.26. Размеры фундамента и расчетные нагрузки при коэффициентах надежности по
нагрузке yf 1 на уровне подошвы фундамента даны на рис.
11.32.
В табл. 1.20 приведены расчетные прочностные характеристики несущего песчаного слоя с 2 кПа и ф 2б°24' с учетом коэффициента надежности по грунту Yg 1. Эти характеристики используются в расчетах оснований по деформациям. В расчетах несущей способности в соответствии с 1.3.7 следует принимать расчетные характеристики грунтов с коэффициентом надежности yg 1. В частности, для табличных зна чений сцепления с песчаных и пылевато-глинистых грунтов уе 1,5, для угла внутреннего трения песков Ye 1.1- В итоге расчетные характеристики несущего пласта площадки I приняты сх 2,0:1,5 1,33 кПа Ф1 26° 24': 1,1 24°. Расчет-
?
а
г443
ш
1 ЛЛгХ
Юкн-ti
UurKSHC-LZ 1 1
ЦЬЯЗкПа. Песок средней1 ллотности
Рис. 11.32. Схема фундамента и нагрузок при расчете несущей способности основания
ш,

ные значения удельных весов 71 и yj определены в результате статистической обработки лабораторных исследований и составляют Vi Vi 15,3 кНм8.
Приведенное значение стороны подошвы Ь', относительно которой возможен сдвиг, находят по формуле 11.58:'
Ь' Ь — 2 MiF0i 3,0 — 2 380:940 2,19 м.
Поскольку изгибающий момент действует только в одном направлении, то V I 2,40 м.
Угол наклона к вертикали 8 равнодействующей внешней нагрузки вычисляем по формуле 11.54:
tg8 FuFvi 165: 940 0,1755; arc tg 6 9,95°; tg6 0,1755 f ,407 sin p,.
Анализ исходных данных и вычисленный параметр tg б позволяют принять для расчета несущей способности основания формулу 11.57. Все условия применимости этой формулы выполняются см. 11.3.1, табл. 11.11.
Для использования формулы 11.57 предварительно вычисляем входящие в нее коэффициенты. Коэффициенты формы фундамента Су» , определяются по выражениям II.62.II.64:
1 — 0,25л 1 — 0.25: 1 0,75;
С, 1 1,5л 1 1,5: 1 2,5;
10,3л 1 0,3:1 1,3.
В данной задаче отношение л имеет вид л Ь'И, поскольку символом b принято обозначать сторону подошвы фундамента, относительно которой проверяется возможность сдвига; в нашем случае — более длинную. Так как л 2,192,4 1, то принимаем л 1-
Безразмерные коэффициенты Ny, Nq, Nc определяем по табл.
11.12 в зависимости от угла внутреннего трения qi 24° и угла наклона б 9,95 « 10° равнодействующей внешней нагрузки. При этом выполнялась интерполяция:
2,834; N q — 7,05; Nc 13,416.
Вертикальную составляющую предельной нагрузки на основание Nu определяем по формуле 11.57:
Nu b'V Nb’y, Nd Ni 2,19. 2,42,834. 0,75 x x2,19 • 15,37,05 • 2,5 • 15,3. 1,5 13,416x1,3. 1,331772кН.
Проверяем выполнение условия 11.48, для чего назначаем коэффициенты ус и Yn- Для пылеватых песков коэффициент условий работы ус 0,9. Коэффициент надежности по назначению сооружения для одноэтажного промышленного здания, относящегося ко II классу, равен у„ 1,15. В итоге получаем:
п л.л 0,9 • 1772 Тсй ллл 100с
Fol 940 —Г7с— 4-; 940 1386.
‘li Уп
I §5

Fvft5m
Л1
±0,00
rV-26KH г
9
Рис. 11.33. К расчету несущей способности основания методом круглоцилиндрических поверхностей скольжения вариант а
Условие 11.48 выполняется, следовательно, несущая способность основания обеспечена.
Пример 20. Определить несущую способность основания ленточного фундамента складского здания II класса, возводимого на площадке II. Схема нагрузок на фундамент и характеристики основания представлены на рис. 11.33. Конструкция пола подвала не исключает горизонтальной подвижки фундамента.
Поскольку конструкция пола подвала не является достаточно жесткой, чтобы воспринимать значительные горизонтальные усилия от бокового давления грунта, то расчет основания по несущей способности необходим.
При выборе метода расчета несущей способности стабилизированного основания в соответствии с II.3.1 необходимо выполнить проверку условия 11.55: tg б sin рх. В свою очередь, для определения угла наклона к вертикали 6 равнодействующей внешней нагрузки F вычисляем ее вертикальную Fv и горизонтальную Fh составляющие в уровне подошвы фундамента см. рис. 11.33. Нагрузка F от надземных конструкций благодаря жесткости перекрытий прикладывается по оси фундамента. Сила Fv2 характеризует нагрузку от перекрытия над подвалом. Собственный вес фундамента обозначен А. а вес грунта на уступах фундамента — Fvi и FM. На поверхности грунта возможна пригрузка q 30 кНм.
Сумма вертикальных сил равна
Fv F01 Foi F0з -f- Fv4 Fv5 q • 0,5 150 26 67 23 3 30 • 0,5 285 кH.
136

Горизонтальная нагрузка в данном случае вызывается только активным давлением грунта и определяется по формуле II. 70:
Fh Еа шш yjdd 2Л«? tg2 45 — Ф2 • 17,3 • 2,55 2,55 2 • 1,73 • tg2 45 — 16,4 j 2 73,83 кН, где Лед 7v, 30; 17,3 1,73 м;
-16,0-0,8Ц.0- 1,7В д 173 кНмз. —1,751Ма.
Отметим, что при определении средневзвешенных в пределах глубины фундамента характеристик у и pi расчетные значения параметров у и Фг приняты, согласно 1.3.7, с учетом коэффициентов надежности по грунту yg 1,0, так как это увеличивает сдвигающие силы. Поскольку tg 6 FbFv 73,83 i 284 0,259, a sin ф sin 13,5° 0,232, то условие 11.55 не выполняется. Следовательно, согласно табл. 11.11, расчет несущей способности стабилизированного основания следует вести двумя методами.1 круглоцилиндрических поверхностей скольжения для глубинного сдвига и по схеме плоского сдвига по подошве фундамента.
Расчет по методу круглоцилиндрических поверхностей, согласно рекомендациям II.3.3, ведем в двух вариантах. В первом варианте скольжение сдвигаемого массива начинается от поверхности грунта за фундаментом рис. 11.33, во втором — поверхность скольжения начинается от края фундамента рис. 11.34. Используемые при этом расчетные характеристики грунтовых слоев получены делением нормативных значений на коэффициенты надежности уе по грунту, которые дифференцированы в зависимости от уровня варьирования каждого параметра и его неблагоприятного влияния на несущую способность основания. В первом варианте удельные веса грунта приняты с коэффициентом ут 1, поскольку в этом случае уменьшение удельного веса более неблагоприятно для суммарного значения удерживающих сил, чем для сдвигающих. Во втором варианте расчета, как уже отмечалось, удельный вес играет наибольшую роль при определении горизонтальных сдвигающих сил бокового давления грунта. Поэтому для этого варианта расчета удельный вес принят с коэффициентом ут 1, увеличивающим расчетное значение показателя.
Прочностные показатели с, и ф1 определены о коэффициентом надежности ут 1, что в обоих вариантах расчета необлагоприятно для несущей способности основания. Вычисления ведем в последовательности, рекомендуемой в II.3.3.
1—2. Суммарная вертикальная Fv и горизонтальная Fh Е0 нагрузки вычислены при выборе методов расчета и составляют Fv 284 кН и Еа. 73,83 кН.
Расстояние Л0 от подошвй фундамента до линии приложения равнодействующей Еа определяется выражением 11.71:
Л0 Л3 Л ЗЛе„Л 2Лвв 2,55 :3 2,55 31,73: 2,59 2- 1,73 1,09 м.
137

Pec. 11.34. К расчету несущей способности основания методом круглоциливдрических поверхностей скольжения вариант б
3. Контактные давления по граням подошвы фундамента в соответствии с формулой II.72 и рис. 11.34 равны:
Pvi Fv2 Fvs ?v4 Fvb 7 • 0,5 ,
W Г6Т1 ±
i ® — Fш • 0,55 -J- Fpj • 0,55 — q • 05. 0,55
- 1,6 • 1 —
150 26 67 23 3 30. 0,5.
ПбП ±
, 626 - 0,2 — 23 - 0,55 3. 0,55 — 30 - 0,5 0,55 1T__ , _
zc 1 62, 17,5 ± Ъо;
Ртах. — 242,5 кНM2; Рыа 112,5 кНM2.
4—5. Положение центра поверхности скольжения см. рис. П.ЗЗ, 11.34 кинематически возможно только в точке О, поскольку жесткое перекрытие над подвалом является неподвижной опорой для стены фундамента. В варианте а рассматривается круглоцилиндрическая поверхность скольжения ABC рис. 11.33, в ва-

варианте б—поверхность скольжения АВ рис. 11.34. Радиус поверхности скольжения R 3,5 м.
6—7. Вариант а. Круглоцилиндрическая поверхность обрушения разбита ва 17 блоков шириной 0,35 м. Удерживающие и сдвигающие усилия вдоль линии скольжения для каждого блока даны в табл. 11.19. Гр. 2.4 таблицы позволяют определить собственный вес грунта в пределах каждого блока у fa, причем для блоков 1.7 учтено наличие двух слоев грунта по высоте блока. В гр. 6.8 оценивается вертикальное напряжение по линий скольжения, вызванное иригруакой q для блоков 1.7иликЬнтактнымдавлением?По подошве фундамента. В гр. 11,12 подсчитаны удерживающие усилия определяемые соответственно сцеплением и внутренним трением. Сдвигающие усилия по линии скольжения приведены в гр. 13. Значения сумм по pp. 11.13 подставляются в формулу 11.73, по
Таблица 11.19. Вычисление сдвигающих и удерживающих усилий fro линии скольжения для метода круглоци л и ндр и ческих поверхностей
вариант а
Vhf
«7
р1
1
0,40
15,5
6,2
70
30
0
30
10,0
2
0,8
15,5
12,5
58
30
0
, 30
16,7
0,3
16,3
4,9
3
0,8
15,6
12,5
49
30
0
зо
16,7
0,70
16,3
11,4
4
0,8
15,6
12,5
40
30
0
30
16,7
1,06
16,3
17,3
5
0,8
15,6
12,5
34
30
0
30
16,7
1,3
16,3
21,2
6
0,8
15,6
12,5
29
30
0
30
16,7
1,5
16,3
24,5
7
0,8
15,6
12,5
18
30
0
30
16,7
1,70
16,3
27,7
8
0,06
16,3
0,8
10
0
225
225
16,7
9
0,13
16,3
2,2
8
0
205
205
16,7
10
0,17
16,31
2,8
4
0
170
170
16,7
11
0,20
16,3
3,2
0
0
150
150
16,7
12
0,17
16,3
2,8
—6
0
123
123
16,7
13
0,73
16,3
11,9
—8
0
0
0
16,7
14
0,63
16,3
10,3
—12
0
0
0
16,7
15
0,53
16,3
8,6
—16
0
0:
0
16,7
16
0,37
16,3
6,0
-20
0
0
. 0
16,7
17
0,13
16,3
2,1
—24
0
0
0
16,7
1.
1.
VЛу X
fj VA1
cos а у
X
I
Xsln-Gftyl
23
13,5
29,3
31,5
1,33
1,97
8,65 13,и
13,5
25,5
2,44
ii,6a
13,5
21,8
2,85
9,95
13,5
20,1
Зк08
8,66
13,5
19,1
3,25
7,50
13,5
17,6
3,53
4,79
13,5
17,0
5337
39,06
13,5
16,9
49,37
28,8
13,5
16,7
41,34
11,92
13,5
16,7
36,76
0
13,5
16,8
33,23
—1 08
13,5
16,9
2,82
-1,65
13,5
17,1
2,41
—2,13
13,5
17;4
2
—2,6
13,5
17,8
1,5
—2,3
13,5
18,3
0,5
-0,9
Е
11
336,55
и.
113 —
241-,95
Ei.-
»121,49

tin '
которой для данного варианта определяется коэффициент устойчивости
ftА Е y'jhj tg фу cos «у Yt gicos«y
AS VAsina
_ 241,95 336,5 ,
121,49 — ’ •
Вариант б. Призма обрушения в началом у ребра фундамента разбита на 8 блоков шириной Д 0,35 м см. рис. 11.34. Внутренние удерживающие и сдвигающие усилия в грунте по линии скольжения даны в табл. 11.20.
Таблица 11.20. Вычисление сдвигающих и удерживающих усилии по линии скольжения для варианта б метода круглоцилиндрических
поверхностей
V
«
Р1
Ф1
vft X
X tg Pj у X x cos ay
Vjhj cos ay
1
2
3
4 6 6
7
8
9
10
0,06
0,13
0,17
0,20
0,17
0,73
0,63
0,53
0,37
0,13
18,0
18,0
18,0
18,0
18,0
18,0
18,0
18,0
18,0
18,0
1,10
2.30
3.10 3,60
3.10 13,1 11,3 9,50 6,70
2.30
10 8 4 0 —6 -8 -12 -16 —20 —24
225
205
170
150
123,5
0
0
0
0
0
13.5
13.5
13.5
13.5
13.5
13.5
13.5
13.5
13.5
13.5
16.7
16.7
16.7
16.7
16.7
16.7
16.7
16.7
16.7
16.7
17.0
16.9
16.7
16.7
16.8
16.9
17.1 17,4 17,8 18,3
91716
53,45
49,25
41,41
36,86
30,20
3,10
2,60
2,20
1,50
0,50
io
221,07
0,2 0,3 0,2 0,0 —0,3 —1,8 —2,4 —2,5 —2,3 —0,9
Eu-
—9,61
Сдвигающий момент от внешних сил Fv, и пригрузки q Fflt F,i ’ 0,3 Fo2 • 0,1 Fv3 - 0,3 Fvi. 0,85
q • 0,5 • 0,85 — F05. 0,25 150 • 0,3 26 - 0,1 67. 0,3
23 • 0,85 30 • 0,5 • 0,85—3 • 0,25 99,25 кН • м.
Сдвигающий момент от равнодействующей Еа активного давления грунта
ЕаУа — Л„ 73,83 3,33 — 1,09 165,37 кН • м,
где Л0 — расстояние, определяемое по формуле 11.71.
Подставляя полученные значения моментов и суммарные значения усилий по гр. 9. 11 табл. 11.20 в формулу 11.72, вычисляем коэффициент устойчивости k6 для варианта б:
k __ КАДЕ У УД tg Ф у cos с1у cos «у _
6 Еа 0а - Ло Fvtai Я;д Е Vjhi sin ai
3,5 • 0,35 221,07 171,6 t 952 85 1 90
“ 165,37 99,25 3,5 • 0,35 —9,6 — ’ ’ — ’ 140

Для проверки условия 11.49 назначаем коэффициенты и уп в условиях данной задачи. Коэффициент условий работы ус в случае стабилизованного пылевато-глинистого основания равен ус 0,90. Коэффициент надежности по назначению сооружения для здания II класса уп 1,15.
В обоих рассмотренных вариантах расчета методом круглоцилиндрических поверхностей скольжения условие 11.49 выполняется:
для варианта а
УпУс 1,15 :0,9 1,278 4,77 к,
для варианта б
1,278 1,90 k.
Таким образом, несущая способность основания по глубинной схеме сдвига обеспечена.
Расчет на сдвиг по подошве фундамента сводится к проверке условия 11.50. Согласно формуле 11.75, сумма сдвигающих сил равна
Fs, а Fh Е Еы 0 73,83 73,83 кН.
Для вычисления суммы СИЛ, сопротивляющихся сдвигу, rt определим составляющую пассивного давления:
Es, г ?,Л2 tg2 45 фх2 J • 18 • 0,642 tg2 4513,52 5,93 кН.
По формуле 11.76 сумма сил
2 Fs,г Fv-U tgq1 АС Е,,Г 284-0. 0,24
1,6 х 1 • 16,7 5,9 10078 кН.
Проверяем условие 11.50:
73,83 °’9 j Jg0,78 78,87 кН.
Следовательно, несущая способность основания по плоской схеме сдвига обеспечена.
III. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ФУНДАМЕНТОВ МЕЛКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ
В ходе анализа инженерно-геологических условий площадки, конструктивных и объемно-планировочных особенностей здания, местных условий строительства и технико-экономических оценок, отражающих опыт проектирования см. 1.4, устанавливают возможные типы и глубины заложения фундаментов проектируемого здания сооружения. Если в результате будет установлена целесообразность применения фундаментов мелкого заложения, то переходят к рассмотрению их возможных конструктивных форм. В за
141

висимости от назначения здания, конструктивных решений верхнего строения, действующих нагрузок и технико-экономических рекомендаций принимают тип фундамента и определяют его основные размеры уточняют глубину заложения в зависимости от конструктивных особенностей принятого фундамента и рассчитывают размеры подошвы. Проверяют достаточность габаритных размеров фундамента, выполняя расчеты грунтового основания по предельным состояниям.
III.I. КЛАССИФИКАЦИЯ ФУНДАМЕНТОВ МЕЛКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ И ОБЛАСТЬ ИХ ПРИМЕНЕНИЯ
•Фундаменты, для которых выполняется соотношение db « 4, отаосят к фундаментам мелкого заложения 2 и Ь — соответственно глубина заложения и меньшая сторона подошвы фундамента. Полагают, что при выполнении указанного соотношения практически вся нагрузка от фундаментов., сооружаемы в котлованах, пере дается основанию через подошву. Фундаменты мелкого заложеиия делятся на два основных вида класса: жесткие фундаменты, собственные деформации которых достаточно малы по сравнению 6 деформациями основания, и гибкие, собственные деформации которых сопоставимы с деформациями основания. Типы фундаментов мелкого заложения представлены на рис. ИГ. 1.
Практические расчеты жестких фундаментов промышленных и гражданских зданий ведут в предположении, что контактные напряжения по подошве фундамента распределяются по закону плоскости. Для гибких фундаментов расчет тела фундамента выполняется при решении контактной задачи по определению закона напряжений на подошве фундамента.
К фундаментам, рассчитываемым в предположении линейного распределения контактных давлений, относят ленточные и прерывистые фундаменты под стены рис. III. 1, а, б и отдельные фундаменты под колонны рис. III. 1, в.
Целесообразность применения ленточных фундаментов в удовлетворительных инженерно-геологических условиях определяется отношением требуемой площади фундаментов к площади контура здания. Если это отношение, обусловленное нагрузками и механическими свойствам» грунтов, не превышает 50.60 , применяют ленточные фундаменты. В противном, случае более экономичны плитные или свайные фундаменты. При использовании ленточных фундаментов в крупнопанельных зданиях регламентируется также изменчивость осжшания по сжимаемости. Необходимо, чтобы при 7,8 а е 1,5; Е 15,0 а в 2,0; Е 30,0 « 3,0, где — ередаий модуль деформации основания в пределах площади, застройки, МПа; хе тах, ИЁтп, а — степень изменчивости сжимаемости основания; Етах, и Етпа—соответственно максимальное и минимальное значения приведенного по глубине _модуля деформации в пределах контура здания. Значения Е, Emax,d н Emin, г
142

Рис, 111. 1. Типы фундаментов мелкого заложения:
а — ленточный под стены непрерывный; б — ленточный под стены прерывистый; в —• отдельно стоящий под колонну; г — ленточный под колонны; д — из перекрестных лент
е — плитный
принимаются в соответствии с рекомендациями 1.3.3. Указанные критерии вводят из-за высокой чувствительности конструкций крупнопанельных зданий к неравномерным деформациям.
Отдельно стоящие фундаменты под колонны и столбы в удовлетворительных грунтовых условиях используются повсеместно, во если между гранями подошвы смежных фундаментов расстояние составляет If с 1,2. 1,0 м, то экономичнее применять ленточные или ллитные фундаменты рис. III.1, д, е.
К гибким фундаментам относятся: ленточные фундаменты под колонны рис. III. 1, г, из перекрестных лент рис. III. 1, д и плитные рис. III. 1, е. Ленточные фундаменты под колонны и фундаменты из перекрестных лент целесообразны, если при значительных нагрузках на каждую опору 2000 «Н отдельныефундаменты имеют настолько развитые подошвы, что они смыкаются друг с другом. Фундаменты из перекрестных лент также рациональ-
14»

ны при слабых неоднородных напластованиях с ?0,1МПа, поскольку такие фундаменты предотвращают неравномерные деформации. Как отмечалось, плитные фундаменты экономически целесообразны, если суммарная расчетная площадь отдельно стоящих или ленточных фундаментов превышает 50.75 общей площади застройки. Необходимость в них возникает также в случаях, когда основание характеризуется неравномерной сжимаемостью или плита используется в качестве конструктивного элемента гидроизоляции при высоком стоянии уровня подземных вод см. рис. III. 15,
II 1.2. ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ФУНДАМЕНТОВ МЕЛКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ
Для проектирования фундаментов мелкого заложения необходимы следующие исходные данные: а нагрузки Fv, Fh, М на уровне обреза фундамента; б физико-механические характеристики грунтовых напластований; в требуемая глубина заложения фундамента.
Нагрузки на фундамент Fv, Fh, М вычисляют при расчете надземных конструкций или определяют в предположении статической определимости каркаса здания, собирая нагрузки с соответствующих грузовых площадей см. 1.2.
Физико-механические характеристики грунтов определяют по данным лабораторных и полевых испытаний см. 1.3.1. В расчет вводят также расчетные характеристики грунтов см. 1.3.7. В определенных условиях деформативные и прочностные параметры грунтов принимают по данным статистически обоснованных таблиц см. 1.3.8.
Необходимая глубина заложения фундаментов назначается на основании анализа характера грунтовых напластований, особенностей сооружения и данных о сезонных изменениях объема грунтов см. 1.4.
III.3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЗМЕРОВ ПОДОШВЫ ФУНДАМЕНТА
II 1.3.1. Критерии выбора размеров подошвы
Размеры подошвы фундамента в основном зависят от механичееких свойств грунтов оснований и характера нагрузок, передающихся фундаменту, а также от особенностей несущих конструкций., передающих нагрузку фундаменту.
Критерии выбора размеров подошвы основываются, прежде зсего, на требованиях расчета оснований по предельным состояниям. Согласно СНиП 2.02.01-83, расчет осадок ведется в предположении линейной деформируемости основания, которая реализуется при выполнении следующих условий?
а для центрально-сжатых фундаментов
pR; MI. 1
144

t. 6 '
Рис. III.2. Схема сил и эпюры давлений по подошве фундамента при действии центральной и внецентренной нагрузок
б для внецентренно сжатых фундаментов при действии изгибающего момента относительно каждой оси подошвы фундамента
в для угловой точки внецентренно нагруженного фундамента
где р — среднее давление под подошвой фундамента от внешних нагрузок; Ртах — максимальное краевое давление на грани подошвы фундамента от внешних нагрузок; ртах,с — максимальное давление в угловой точке подошвы фундамента; R — расчетное сопротивление грунта основания.
Кроме того, устанавливаются определенные ограничения для соотношения краевых давлений PmaxPmin на гранях подошвы внецентренно нагруженного фундамента в зависимости от характера нагрузок. Различают следующие случаи рис. III.2:
а для фундаментов колонн зданий, оборудованных мостовыми кранами грузоподъемностью 750 кН и выше, а также для фундаментов колонн открытых крановых эстакад при кранах грузоподъемностью выше 150 кН, для сооружений башенного типа или для всех видов зданий в случае оснований с расчетным сопротивлением R 0,15 МПа размеры фундаментов рекомендуется назначать такими, чтобы эпюра контактных давлений была трапециевидной с соотношением краевых давлений
Ш 2
Ртах, с 1 5R,
III-3
PmlnPmax 0,25;
III.4

б' в большинстве случаев допускается треугольная эпюра, но без отрыва подошвы фундамента от грунта, т. е.
Pm In О ИЛИ РаЛпРтах О» III.5
в' иногда например, в стесненных условиях производства работ, при действии монтажных нагрузок допускается двузначная эпюра давлений, что делает возможным отрыв подошвы фундамента; при этом должно соблюдаться неравенство
I PmlxJ.Ртах I 0,25. III.6
II 1.3.2. Расчетные зависимости
Исходя из линейного распределения давлений под подошвой фундамента см. рис. III.2, используют следующие формулы для Определении среднего и краевых давлений.
Среднее давление
Р Yc,s di -f- FoiA, III.7
где Yc, s — усредненный удельный вес материала фундамента и грунта на его •уступах; обычно ус, s 20 кНм8; йг— глубина заложения фундамента; Fv—результирующая вертикальная сила на обрезе фундамента; А — площадь подошвы фундамента.
Кроете давления
Ртах — Р ± MxWx ± MyWy, III.8
min
где Wх и Wjf — соответственно моменты сопротивления подошвы фундамента относительно осей у и х рис. III.2; для фундаментов:
прямоугольных Wx b2l6, 111.9
Wy Pb6; III. 10
круглого W nr®4; HI.11
ленточного W b26. 111.12
Если допускается отрыв подошвы фундамента, то максимальное краевое давление pmBX;i для момента вдоль стороны определяется оо формуле
Ртах., I 2Fи, 360, III. 13
где F0,b—суммарная вертикальная нагрузка на уровне подошвы фундамента; 10 — длина зоны отрыва „0,25, что следует из формулы III.6.
Расчетное сопротивление грунта R характеризует предельный уровень напряжений в грунте, при котором основание еще можно считать.линейно деформируемой средой. Теоретической основой расчетной формулы для вычисления R является решение Н. П. Пузыргвского о равномерно распределенной полосовой нагрузке, предельной для упругой среды в условиях плоской деформации. После введения в теоретическое решение допущения о развитии под кра¬
146

ями фундамента зон предельного равновесия на глубину 0,25 Ь и учета различных факторов наличия или отсутствия подвала, особенностей основания сооружения и фундаментов больших размеров, оцениваемых системой коэффициентов расчетная формула получила вид, рекомендуемый СНиП 2.02.01-83:
R Ще М,кгЬуи Mtdrfn Мд - 1 dbiu McCn, III. 14
где ус1 и уе2 — соответственно коэффициенты условий работы грунтового основания и условий работы здания во взаимодействии с основанием табл. III. 1; к— коэффициент, учитывающий способ определения прочности характеристик грунта под подошвой р1 и сп Mv ММс — коэффициенты, зависящие от значения угла внутреннего трения фп грунта под подошвой фундамента табл. III.2; кг—коэффициент, зависящий от размера подошвы фундамента; Ь — ширина подошвы фундамента; у1 и —осредненные расчетные значения удельного веса грунтов, залегающих соответственно ниже и выше подошвы фундамента; с1 — расчетное значение удельного сцепления грунта под подошвой фундамента; — расчетное значение глубины заложения фундамента; db — расчетное значение
Таблица II 1.1. Коэффициент условий работы ус и ус2 при определении расчетного сопротивления грунта основания
Грунты
Vd
я оо с кой конструктивной схемой при отношении длины сооружения или его отсека х высоте LА, равном
4 и более
15 и менее
Крупнообломочные с песчаным заполнителем и песчаные, кроме мелких и пылеватых
1,4
1.2
1,4
Пески мелкие Пески пылеватые:
1,3
1.1
1,3
маловлажные и влажные
Г,25
i 1,0
1,2
насыщенные водой
1,1
, 1,0
1,2
Пылевато-глинистые, а также крупнообломочные с пылевато-глинистым заполнителем с показателем текучести грунта или заполнителя JL 0,25
1,25
1,0
U
То жег при 025 J с 0,5
Ifi
М
» JL0
1,1
1,0
1
Примечания: 1. Для зданий с гибкой конструктивной схемой
У'а •
2. При промежуточных значениях LH коэффициент ус2 определяется интерполяцией.
147

Таблица III.2. Безразмерные коэффициенты Муг Mq, Мс при определении расчетного сопротивления грунта основания
Расчетное значение угла внутреннего трения Ф, град
Коэффициенты
Расчетное значение угла внутреннего трения Ф1» град
Коэффициенты
Му
мс
МУ
мс
0
0
1
3,14
24
0,72
3,87
6,45
2
0,03
1,12
3,32
25
0,78
4,11
6,67
3
0,04
1,19
3,41
26
0,84
4,37
6,90
4
0,06
1,25
3,51
27
0,90
4,65
7,14
5
0,08
1,31
3,61
28
0,98
4,93
7,40
6
0,10
1,39
3,71
29
1,06
5,24
7;67
7
0,12
1,47
3,81
30
1,15
5,59
7,95
8
0,14
1,55
3,90
31
1,24
5,97
8,25
9
0,16
1,63
4,05
32
1,34
6,35
8,55
10
0,18
1,73
4,17
33
1,44
6,78
8,87
11
0,20
1,83
4,29
.34
1,55
7,21
9,21
12
0,23
1,94
4,42
35
1,67
7,69
9,59
13
0,25
2,05
4,56
36
1,81
8,25
9,98
14
0,29
2,17
4,69
37
1,95
8,84
10,38
15
0,32
2,29
4,85
38
2,П
9,44
10,80
16
0,36
• 2,43
5,00
39
2,28
10,10
11,26
17
0,39
2,57
5,15
40
2,46
10,84
11,74
18
0,43
2,72
5,31
41
2,66
11,63
12,25
19
0,47
2,88
5,48
42
2,87
12,50
12,77
20
0,51
3,06
5,66
43
3,12
13,50
13,34
21
0,55
3,24
5,84
44
3,37
14,50
13,96
22
0,61
3,44
6,04
45
3,65
15,64
14,64
23
0,66
3,65
6,24
глубины подвала; рекомендации по назначению расчетных параметров, входящих в формулу, приведены в II 1.3.3.
Подстановка расчетных зависимостей III.7, III.8, III.14 d условия III.1 или III.2 позволяет решить задачу об определении размеров подошвы фундамента. При этом должны быть также удовлетворены требования одного из условий III.4.III.6 о соотношении краевых напряжений под подошвой фундамента. Вычисления осуществляются следующим образом.
Для центрально-нагруженного фундамента выражение III.7 записывается в виде
A FM-yc,sd. III. 15
В зависимости от конфигурации подошвы фундамента возможны еледующие модификации выражения III. 15. Для ленточного фундамента, который рассчитывается на 1 м длины от нагрузки ,
bt fRi-yClSd. 111,16
Для квадратного обычно центрально-нагруженного фундамента
ап. 17
148

Для прямоугольного фундамента обычно внецентренно нагру женного необходимо задаться величиной л соотношением сторон подошвы фундамента, при этом
bt, red — FvRi Ус, d tj.
Для круглого фундамента диаметр подошвы bi, г V470я Ri—Ус sd.
111.18
III. 19
Выражения типа III.16.III.19 не позволяют однозначно определить ширину подошвы bt, поскольку входящая в эти формулы величина R зависит от b см. выражение III. 14. Подстановка в выражения типа III. 16.II 1.19 величины R из формулы III. 14 приводит к решению кубического уравнения. На практике используют номограммы или метод последовательных приближений.
При определении размеров подошвы внецентренно нагруженных фундаментов возможно вначале определить размеры подошвы при действии только вертикальной нагрузки, а затем, используя выражение 111.8, проверить выполнение условия 111.2 и одного из соотношений III.4.III.6. Если какое-либо из указанных выражений не удовлетворяется, то последовательно увеличивают размеры подошвы фундамента.
При окончательном назначении размеров подошвы фундамента следует принять во внимание указание СНиП 2.02.01-83 о том, что расчетное сопротивление грунта основания R в определенных случаях может быть повышено. Увеличение R допускается для фундаментов, конструкции которых улучшают условия совместной работы основания и фундамента. В частности, при использовании ленточных прерывистых фундаментов или фундаментных плит с угловыми вырезами достигается эффект пространственной работы основания. го учитывается умножением значений R на повышающий коэффициент kd, зависящий от вида грунтов основания табл. III.3.
Таблица II 1.3. Коэффициент кф повышающий расчетное сопротивление основания, для некоторых видов ленточных фундаментов
Вид ленточного фундамента
е 0,5 JL0
ear 0,6
JL 0.25
е 0,7 JL 0,5
Прерывистый с прямоугольными пли¬
1,3
1,15
1,0
тами
Из плит с угловыми вырезами
1,3
1,15
1,15
Коэффициент для песков кроме рыхлых и пылевато-глииистых грунтов при коэффициенте пористрсти е и показателе текучести J
Примечание. При промежуточных принимается по интерполяции.
значениях е и JL коэффициент
149

Увеличение расчетного сопротивления на 20 возможно также в случае, если вычисленная осадка фундамента составит менее
0,4 от предельно допустимой Однако увеличение расчетного сопротивления и связанное с этим уменьшение размеров подошвы фундамента не должно вызывать осадку болеее чем на 0,5 sa.
II 1.3.3. Рекомендации по назначению расчетных параметров при определении ширины подошвы фундамента
Физико-механические характеристики фунтов основания рис.
III.3. В формулу II 1.13 вводятся расчетные значения физико-механических характеристик грунта Yu. Тп. Си и фп, устанавливаемые в соответствии с рекомендациями, данными в 1.3.7. При отсутствии непосредственных определений механических характеристик используются значения величин из табл. 1.7, 1.8.
Характеристики Сц и Фи находятся для слоя грунта, находящегося под подошвой фундамента до глубины г, которая для фундаментов с шириной подошвы Ь 10 м равна г 0,5 Ь, а для фундаментов с Ь 10 м — 2r 4 0,1 Ь.
Если толща грунтов, расположенных ниже подошвы фундамента или выше ее, неоднородна по глубине, то принимаются средневзвешенные значения ее характеристик
Х II 1.20
150

где X — средневзвешенное значение какой-либо характеристики грунтов; Х — значение характеристики i -го инженерно-геологического пласта; hi — мощность t-ro пласта; п — количество геологических пластов выше или ниже подошвы фундамента.
Корректирующие коэффициенты. Коэффициент k 1,0, если расчетные характеристики грунтов определялись по результатам непосредственных испытаний грунтов строительной площадки, и k 1,1, если испытания грунтов не производились, а использованы данные статистически обоснованных таблиц см. табл. 1.9. 1.12. При k 1,1 расчетные значения физико-механических параметров грунта допускается принимать равными нормативным.
Значения кол фнциентов условий работы 7с1 и принимаются по табл. III. 1. Пользуясь этой таблицей, следует принять во внимание следующие рекомендации.
Здания или сооружения, конструкции которых воспринимают дополнительные усилия от деформаций основания без нарушения эксплуатационной пригодности, называют зданиями сооружениями с жесткой конструктивной схемой. К ним относятся:
а здания панельные, блочные, кирпичные, в которых междуэтажные перекрытия опираются по всему контуру на поперечные и продольные стены или только на поперечные при малом их. шаге;
б сооружения башенного типа например, домны, дымовые трубы.
Здания сооружения, для которых предусмотрены специальные конструктивные мероприятия см. перечень мероприятий в 1.3.3, 3-я группа методов оценки жесткости зданий, обеспечивающие восприятие дополнительных усилий от деформаций основания, также относятся к зданиям сооружениям с жесткой конструктивной схемой.
При промежуточных значениях отношения длины здания сооружения L к его высоте Н значения коэффициента усг для жестких зданий определяются интерполяцией.
К зданиям с гибкой конструктивной схемой относят одноэтажные и малоэтажные здания с шарнирным сопряжением элементов каркаса например, одноэтажные промышленные здания в сборном железобетоне. Для них коэффициент уа 1.
Коэффициент kz, зависящий от ширины подошвы фундамента Ь, назначается равным: kz 1 при Ъ 10 м; k2 zjb 0,2 здесь г0 8 м при Ь 10 м.
Расчетная глубина заложения фундаментов и расчетная глубина подвала. Для бесподвальных зданий глубину заложения фундамента di принимают равной расстоянию от планировочной отметки до подошвы фундамента. Для зданий с подвалом при назначении dt вычисляют приведенную глубину заложения наружных и внутренних фундаментов от пола подвала по формуле
di0y As hcfycfy'n, III.21
где hs—толщина слоя грунта выше подошвы фундамента со стороны подвала; к — толщина конструкций пола подвала; ycf — расчет-
151

a 5
Рис. I1I.4. Схемы к определению расчетной глубины подвальных зданий при:
a — dd1by, б — dd1b
ное значение удельного веса конструкции пола подвала с коэффициентом надежности по грунту уе 1.
Если dib, вычисленное по формуле III.21, окажется меньше глубины заложения фундамента от уровня планировки d рис. III.4, а, то принимают d1dnb. В противном случае, если dubid оис. III.4, б, принимают dt d.
Расчетная глубина подвала db — параметр, используемый для оценки уплотняющего эффекта природного давления грунта, который наблюдается даже после разработки котлована под фундаменты. Параметр db, увеличивающий расчетное сопротивление, принимается во внимание для зданий шириной В 20 м, если dnb d рис. II 1.4, а; при этом db назначается равным расстоянию от уровня планировки до пола подвала, но не более 2 м. Для зданий шириной В20 м или при dd рис. III.4,б db 0.
II 1.3.4. Порядок определения размеров подошвы фундамента
1. Устанавливают нагрузки на обрезе фундамента: Fv — результирующую вертикальную силу; Мх и Му — изгибающие моменты относительно осей х и у; FhtX и Fhty—горизонтальные силы вдоль осей хну.
Определяют изгибающие моменты на уровне подошвы:
Mx,f Mx±Fh,xd1; III.22
Ми, ,МУ Fh, ydlt III.23
,-де dj—глубина заложения фундамента.
2. В соответствии с рекомендациями III.3.3 назначают характеристики, входящие в расчетные зависимости III.3.2.
3. Определяют ширину подошвы Ь при действии только центральной нагрузки F0. Расчет ведут методом последовательных при¬
ближений, заполняя схему рис. III.5. В цикле I в качестве исходного значения R используют R0, которое в зависимости от типа фундамента подставляют в одну из формул III.16.III.19. Получив значение Ьи подставляют его в формулу III. 14 и определяют Rv Для цикла II исходным значением R является Rt, которое подставляют в одну из формул III. 16.Ill. 19, и определяют 62. Значение Ь3, подставленное в формулу III. 14, позволяет определить Rr

Рассчитываемые
параметры
Циклы вычислений
I
П
ш
IV
и т.д.
Исходные значения RL
0
2
3
Получаемые значения 6,- и ?,• пф формулам Ш. 15. й 18 и ill. 1:
i; R1
2
J 7 Rj
Ь; А4
»—'Г—i .Проверка условия10,10
Рис. 111.5. Схема расчета ширины подошвы фундамента методом последовательных приближений
Сравнивают Ь1 и Ь2; если расхождение между ними не превышает
10 , то ширину подошвы при действии центральной нагрузки принимают равной Ь.х. В противном случае вычисления продолжают до тех пор, пока выполнится условие
1— 0,Ю. III.24
4. Уточняют принятые размеры подошвы при действии внецентренной нагрузки. Проверяют выполнение условий III.2, III.3, а также одного из соотношений 1П.4.Ш.6. Значения краевых давлений ртах и ртi„ определяют по формуле III.8. При невыполнении этих ограничений последовательно увеличивают размеры подошвы фундамента.
II 1.3.5. Особенности расчета с применением ЭВМ
Расчеты размеров подошвы фундамента, ведущиеся методом последовательных приближений, удобно выполнять о использованием ЭВМ. При этом общий порядок расчета аналогичен последовательности вычислений, изложенной в III.3.4. Блок-схема алгоритма дана на рис. III.6. Особенностью машинного счета является то, что в первом приближении задаются заведомо малым значением Ь. Проводя циклы вычислений о последовательным увеличением размеров подошвы на заданную величину Д6, добиваются выполнения условий III. 1'.II 1.6, II 1.24 о любой требуемой точностью.
111.4. ПРОВЕРКА ПРОЧНОСТИ ПОДСТИЛАЮЩЕГО СЛОЯ
Основным критерием применимости рекомендуемых СНиП 2.02.01-83 методов расчета деформаций является выполнение требования о том, что напряжение в любой точке сжимаемой толщи о2 не должно превышать расчетное сопротивление грунта Rz:
ог Rt. III.25
153

Рис. 11.6. Блок-схема алгоритма для определения размеров подошвы фундамента
154

0,00
-X-
V? W W M. '
V ■
Рис. 111.7. Схема к проверке слабого подстилающего слоя грунта:
в, в — распределение вертикальных напряжений соответственно от собственного веса грунта и дополнительного от нагруэки на фундамент; б — определение площади условного фундамента; — подошва фундамента; 2 — кровля слабого слоя
Наличие в пределах сжимаемой толщи слоя грунта менее прочного, чем грунт под подошвой фундамента, вызывает необходимость проверки условия III.25 на кровле слабого слоя. Давление рг, передаваемое на подстилающий слой, складывается из вертикального от собственного веса грунта напряжения o2g и вертикального дополнительного напряжения агр на глубине проверяемого слоя рис. II 1.7, а, в
Рг Ozg Oze Oz. III.26
Расчетное сопротивление грунта на кровле слабого слоя, залегающего на глубине г, устанавливается зависимостью III. 14 применительно к некоторому условному фундаменту, размеры подошвы которого пропорциональны размерам проектируемого фундамента и представляют собой стороны нижнего основания усеченной пирамиды, ограничивающей линейное распределение дополнительных давлений на глубине г рис. III.7, б. Следовательно, площадь условного фундамента
Аг FvOzp, 111.27
где F0 — вертикальная нагрузка, передаваемая на основание проектируемым фундаментом.
Ширина подошвы Ьг условного фундамента определяется выражением
ЬгУАг а2 — а. 111.28
В формуле III.28 величина а определяется размерами подошвы проектируемого фундамента:
а —I — Ь2,
где и 6 — соответственно длина и ширина подошвы проектируемого фундамента.

Для ленточного фундамента, нагрузка на который собирается на 1 м длины, ширина подошвы условного фундамента
Ь. о„; II 1.29
для квадратного фундамента
Ьг УАг. III.30
Предлагается следующий порядок проверки менее прочного
подстилающего слоя.
1. Используя соответствующие рекомендации, изложенные з описании метода расчета осадок послойным суммированием см.
II.6.2, определяют значения напряжений от собственного веса грунта и дополнительного на глубине залегания проверяемого слоя.
2. Определяют ширину условного фундамента по формулам
III.27, 111.28; для ленточного фундамента используют формулу III.29, для квадратного — формулу III.30.
3. По формуле III. 14 вычисляют расчетное сопротивление на грунт под подошвой условного фундамента.
4. Проверяют выполнение условия III.25.
б. При невыполнении условия II 1.25 увеличивают размеры подошвы проектируемого фундамента и проверку слабого подстилающего слоя проводят заново.
111.5. ЛЕНТОЧНЫЕ ФУНДАМЕНТЫ
III.5.1. Конструктивные решения
При конструктивном оформлении ленточных фундаментов следует учитывать: материал фундаментов, инженерно-геологические условия, нагрузки и конструктивные решения надземной части здания. Малонагруженные фундаменты одно- и двухэтажных зданий могут выполняться без уширения к подошве рис. III.8, а сборные часто устраиваются с разрывами между стеновыми блоками рис. III.8, б.
При возрастании нагрузок на фундамент необходимо уширение подошвы. В этом случае бутобетонные и бутовые фундаменты, материал которых способен воспринять лишь незначительные растягивающие напряжения, выполняют ступенчатыми рис. III.9. Высота уступов определяется технологией изготовления и конструктивными требованиями и составляет: для бутобетона — 30 см, буговой кладки — 35.50 см. Соотношения высоты уступа hr к его ширине Ьх принимаются такими табл. III.4, чтобы в теле фундамента не возникали чрезмерные растягивающие напряжения. При значительных нагрузках или слабых грунтах ленточные фундаменты состоят из двух частей: уширенной плитной и вертикальной, передающей усилия от стены подошве. Среди таких фундаментов, выполняемых в железобетоне, широко распространены сборные ленточные фундаменты рис. III. 10. Железобетонные фундаментные плиты выпускаются в соответствии с ГОСТ 13580—85 табл. III.5.
1S6

Рис. II 1.в. Фундаменты без уширения к подошве для одно- и двухэтажных
зданий:
а — бутовые и бутобетонные; б — из сборных стеновых блоков; 1 — два слоя толя яла гидроизола на битумной мастике; 2 — обмазка горячим битумом за два раза; 3 — утрам бованный грунт; 4— кирпичная кладка
0,00
р
-уф'
ьщо
,Т
л
h0,35.0,5 0J
1По проект.
Рис. 111.9. Бутовые и бутобетонные фундаменты с уступами: а — под наружную стену; б — под внутреннюю стену; 1 — два слоя толя или гидроизола на битумной мастике; 2 — цементная стяжка; 3 — обмазка горячим битумом; 4 — засыпка по теплотехническому расчету размеры в скобках даны для бутобетонных фундаментов
Марка плиты обозначается буквами ФЛ фундамент ленточный и цифрами, указывающими ширину и длину плиты в дециметрах. Типовые фундаментные плиты серии 1.112-5 изготавливаются из бетона класса В10.В25, армирование их осуществляется сетками диаметром 6.14 мм класса A-III. Количество арматуры назначают исходя из расчетной схемы плиты, работающей как консоль от отпора грунта рис. III. 10.
157

Таблица 111.4. Минимальные отношения высоты уступа hi к его ширине Ь1 для бутобетонных и бутовых фундаментов
Маэка раствора или класс бетона
Минимальные значения отношения hxbx при давлениях на подошве фундамента, МПа
0.2
0,25
50.100
1,25
1,50
10.35
1,50
1,75
4
1,75
2,00
Как следует из табл. II 1.5, наибольшая ширина плиты по ГОСТ 13580—85 составляет 3,2 м. Для возведения зданий повышенной этажности с широким шагом в р. Москве используют ребристые блочи большей ширины рис. II 1.11 g размерами в плане 4,0 х 2,4 м и 4,0 х 1,6 м, которые рассчитаны на восприятие расчетных нагрузок 1500 кНм при расчетном давлении на грунт 300 кПа.
Специалисты МНИТЭП ГлавАПУ Мосгорисполкома и НИИОСП внедрили в практику фундаментостроения облегченные фундамент
0,00
WWWffJ Мг,
0,00
V
попа поддала
Ж.
Ч
4-
Рис. 111.10. Сборные ленточные фундаменты: а — для кирпичных и блочных стен; 6 — для крупнопа.вельных; стен; — фундаментные плиты; 2 — стеновые фундаментные блоки; 3 — стеновые панели подвала
isa

Таблица IIIJS. Номенклатура железобетонных фуядамектиых плит типовой серии 1.112-5
ные плиты с вырезами по углам табл. III.6. Марка плит состоит из буквы Ф фундаментная плита и цифр, обозначающих ширину подошвы и длину плиты в дециметрах. Дополнительно в наименование плиты через дефис включаются: значение давления по подошве плиты, на которое она рассчитана, и буквенный индекс — В плита с вырезом. Экономия материалов при использовании облегченных плит по сравнению с типовыми составляет примерно 10 .
При незначительных нагрузках в качестве опорной чаи ленгочного фундамента используют фундаментные блоки рис. III. 12.

Таблица III.6. Характеристики облегченных фундаментных плит с вырезами по углам
Марка
Ш, мм
С мм
Масса, кН
Эскиз
Ф 20.24-25В Ф 20.24-35В Ф 20.24-45В
2000
500
Ф 24.24-25В Ф 24.24-35В Ф 24.24-45В
2400
700
Ф 28.24-25В Ф 28.24-35В Ф 28.24-45В
2800
700
Ф 32.24-25В Ф 32.24-35В
3200
700
45,00
52,80
63,20
72,70
N
о
С
7
г
Ш
0,15
ш
0,5
Вертикальные элементы сборных ленточных фундаментов в зависимости от конструктивных решений надземных стен могут быть в виде стеновых фундаментных блоков или панелей. Стеновые фундаментные блоки, поставляемые по ГОСТ 13579—78 табл. II 1.7, применяются при проектировании ленточных фундаментов для кирпичных или блочных стен. Наименование блоков высотой 0,6 м включает буквенные индексы ФБС фундаментный блок стеновой и число, обозначающее ширину блока в дециметрах. Блоки высотой
0,3 м имеют дополнительный буквенный индекс «Н», например, ФБСН — 6. В маркировке доборных блоков через тире указывают их длину в дециметрах.
Блоки стен подвала изготавливаются из бетона класса В7,5 — обычные и из
Ряс. III. 11. Ребристая плита для сборных ленточных фундаментов 16-этажных зданий
Рис. 111.12. Сборный ленточный фундамент с подошвенной частью из стеновых блоков
160

Таблица III. 7. Номенклатура стеновых фундаментных блоков ГОСТ 13579-78
Размеры, мм
Справочная масса, кН
Марка блока
Ъ
h
Эскиз
ФБСЗ ФБСЗ—8 ФБС4 ФБС4—8 ФБС5 ФБС5—8 ФБС6 ФБС6-8
2380
780
2380
780
2380
780
2380
780
300
300
400
400
500
500
600
600
580
10,0
3.0
13.0
4.0
16.0
5.0 20,0
6.0
бетона класса В15 — усиленные. В последнем случае в наименование блока добавляется через тире индекс «у», например, ФБС6 — у.
В панельных зданиях вертикальные элементы ленточных фундаментов представлены фундаментными панелями, конструктивное оформление которых аналогично надземным стеновым панелям см. рис. III. 10, б.
В настоящее время с целью оптимизации расхода материалов при изготовлении ленточных сборных фундаментов внедряют разработки сборных облегченных элементов рис. III. 13. Габаритные размеры ребристых и пустотных элементов принимаются в соответствии с ГОСТ 13580—85 и ГОСТ 13579—78. Эффективность подобных конструктивных решений должна быть подтверждена технико-экономическими расчетами с тем, чтобы экономия расхода материала не оборачивалась повышенной трудоемкостью изготовления облегченных фундаментных элементов.
Рис. 111.13. Облегченные элементы сборных ленточных фундаментов: а — ребристая плига; б — решетчатая плита; в д — пустотные стеновые блоки
6 8-919 161

Однако применение пустотных элементов ограничивается маловлажными грунтами, поскольку попадание воды в пустоты может привести к разрушению конструкции при промерзании грунта.
Ленточные фундаменты, в которых нагрузка грунту передается подошвой, являются наиболее распространенным типом фундамента под стены. Но они имеют существенные недостатки, вызванные большими объемами земляных работ и нерациональной передачей усилий основанию. Поэтому в связных грунтах перспективны многощелевые фундаменты рис. III. 14, образующиеся при заполнении монолитным бетоном или сборными элементами заранее прорезанных в массиве грунта вертикальных щелей толщиной 10. 15 см. Стены здания опираются непосредственно на вертикальные бетонные элементы, расположенные в два-три ряда, или через горизонтальную распределительную плиту. Передача усилий окружающему грунту осуществляется по боковым поверхностям фундаментных стенок. В зданиях с подвалом рис. III. 14, б бетонные стенки, испытывающие одностороннее боковое давление грунта, необходимо армировать.
Рис. II 1.14. Многощелевые ленточные фундаменты:
а — в бесподвальном здании; б — в здании с подвалом; 1 — стена здания; 2 — поверхность грунта; 3 — бетонные пластины; 4 — распределительная плита; 5 — перекрытие; 6 — пол подвала
II 1.5.2. Рекомендации по устройству сборных ленточных фундаментов
Фундаментные плиты укладываются на уплотненную песчанную подсыпку толщиной 10 см при опорном пласте, состоящем из пылевато-глинистого грунта. В случае непрерывных фундаментов плиты укладываются с зазором 20 мм. Если существует всего два типоразмера плит данной ширины, то не всегда удается образовать непрерывную ленту только стандартными элементами. Поэтому используют монолитные железобетонные вставки, поперечное сечение и армирование которых аналогичны примыкающим сборным элементам.
Рациональными являются прерывистые фундаменты, в которых фундаментные плиты укладываются с рассчитываемым зазором см. рис. III. 1, б. При благоприятных инженерно-геологических условиях и надземных конструкциях, малочувствительных к деформации, применение этих фундаментов обязательно.
Вертикальные блочные и панельные элементы укладываются по верху фундаментных плит на цементно-песчаном растворе. Толщина бетонных блоков зависит от толщины стен, при этом допускаются свесы надземных стен по 13 см. Количество рядов блоков по
162

аЛ
Рис. III.15. Устройство проемов в стенах подвала:
— блоки стен подвала; 2— арматурные сетки из стержней 0 8 мм; 3 — фундаментные
плиты
высоте определяется глубиной заложения фундамента. Кладка фундаментных блоков ведется на цементном растворе с перевязкой как вдоль стены перевязка не менее 240 мм, так и в местах примыкания продольных и поперечных стен перевязка не менее 300 мм. Необходимую перевязку блоков можно обеспечить, используя в кладке наряду с блоками стандартной длины 3,0 м доборные блоки и монолитные бетонные или кирпичные вставки. В зонах пересечения наружных и внутренних стен в швах кладки через два ряда по высоте укладывают также Т-образные или Г-образные сетки рис. III. 15, сечение 1—. Проемы в фундаментной кладке образуются раздвижкой блоков на расстояния до 600 мм; понизу и поверху проемов предусматривается армирование швов.
Наличие в основании фундаментов сильно сжимаемых грунтов с модулем деформации Е 10 МПа или неравномерно деформируемых напластований требует дополнительных мероприятий по снижению влияния неравномерных осадок на надземные конструкции, к которым относят надежную перевязку фундаментных блоков не менее чем 600 мм и дополнительное армирование фундаментной кладки. В зоне сопряжений фундаментных подушек и вертикальных элементов фундамента организуют армированный шов толщиной
3.5 см из цементного раствора с втопленной в него арматурой из
3.5 A-III 0 14.20 мм. Необходимо также устраивать железобетонный пояс поверх последнего ряда фундаментных стеновых блоков по всем стенам. Выполняют такие пояса в монолитном железобетоне толщиной 20. 15 см, располагая продольную рабочую арматуру из 6.8 A-III 014.20 мм поверху и. понизу пояса. Армированные швы и пояса эффективны при обеспечении их непрерывности по длине стен.
Также для снижения уровня неравномерных осадок при помощи осадочных швов здание расчленяют на отсеки. Места расположения осадочных швов обусловлены существенным изменением нагрузок на фундаменты например, в местах сопряжения разновысоких час-
6

Рис. 111.16. Деформационный шов:
1 — стеновые блоки; 2 — фундаментные плиты; 3 — уплотняющая мастика; 4 — цементный раствор состава 1 : 2; б — антисептированные доски, обернутые толем; 6 — окрасочная гидроизоляция
Рис. II 1.17. Переход фундамента от одной отметки заложения к другой:
а — сборных; б — с использованием монолитного бетона; 1 — фундаментные плиты; 2 — бетон по месту
тей здания, изменением инженерно-геологических условий в пределах здания, различными конструктивными решениями примыкающих частей сооружения.
Осадочные швы разрезают здание по всей высоте. Ширина шва зависит от характера деформаций, в частности, величины отклонения здания от вертикальной оси, вызванного неравномерной осадкой. В условиях применимости ленточных фундаментов в обычных грунтовых условиях ширина осадочного шва для жилых зданий может быть ограничена 20 мм. Конструктивное оформление осадочных швов в сборных ленточных фундаментах показано на рис. III.16.
Если по характеру грунтовых напластований или в соответствии с архитехтурно-планировочными особенностями необходимо в пределах здания изменять глубину заложения фундаментов, то такой переход фундамента от одной отметки заложения к другой осуществляется уступами рис. III. 17. При этом регламентируется отношение высоты уступа h к его длине : в пылевато-глинистых грунтах hit с 12, в песчаных h И с 13. Высота уступов в соответствии с размерами стандартных сборных элементов принимается 300 или 600 мм.
Гидроизоляция подземных конструкций. При капиллярной влаге в грунте, фильтрационных и напорных подземных водах необходимо защищать подземные и надземные строительные конструкции
164

Рис. 111.18. Гидроизоляция ленточных фундаментов: a — при уровне подземных вод ниже подошвы фундамента; б — при напоре подземных вод до 200 мм; в — при напоре подземных вод 200.1000 мм; г — при напоре подземных вод свыше 1000 мм; 1 — два слоя толя или гидроизола на битумной мастике; 2 — окрао ta горячим битумом за два раза; 3 — цементная стяжка из раствора состава I : 2 толщиной 20.30 мм; 4 — защитная стяжка из красного кирпича; 5 — затирка цементным раствором; 6 — оклеечная гидроизоляция; 7 — пол подьала; 8 — бетонная подготовка толщиной 100 мм; 9 — жирная мятая глина; 10 — стеклоткань; — деформационный шов, заполняемый битумом; 12 — расчетный уровень подземных вод; 13 — пригрузочный слой бетона толщина по расчету; 14 — железобетонная плита толщина по расчету
от влажностных воздействий, для чего предусматривают следующие мероприятия: гидроизоляцию; дренаж; использование в качестве материала подземных конструкций специальных бетонов с гидрофобными добавками.
Рассмотрим способы гидроизоляции ленточных фундаментов, используемые в условиях массового строительства. Относительно просто выполняется гидроизоляция при отсутствии напорных подземных вод рис. III. 18, а. Горизонтальная оклеечная изоляций, укладываемая выше отмостки, защищает стены верхнего строения. Вертикальные поверхности стен подвала или технического подполья, соприкасающиеся с грунтом, обрабатывают обмазочной гидро¬
165

изоляцией. В уровне подготовки под полы подвала укладывают слой жирного цементно-песчаного раствора.
При уровне подземных вод выше подошвы фундамента гидроизоляция устраивается по наружному или внутреннему контуру подземных конструкций, находящихся в зоне контакта с водой.
Наружная гидроизоляция, применяемая чаще, выполняется в трех конструктивных вариантах в зависимости от напора воды. Во йсех вариантах боковое гидростатическое давление воспринимается стенами подвала, а вертикальная оклеечная гидроизоляция защищается от механических повреждений кирпичной стенкой рис.
III. 18, б.г. При расчетном напоре подземных вод до 200 мм гидростатическое давление со стороны пола подвала воспринимается конструкцией пола рис. III. 18, б. При высоте гидростатического напора 200. 1000 мм укладывается пригрузочный слой бетона рис. III. 18, в, толщина которого пропорциональна высоте напора. В обоих вариантах рис. III. 18, б, в на стыке конструкций пола подвала и подушки фундамента, предусматривая возможность неравномерного деформирования этих конструкций, выполняют деформационный шов.
Если напор воды превышает 1000 мм, то гидростатическое давление под полом подвала воспринимается железобетонной плитой, рассчитываемой как балочная плита под действием равномерно распределенной нагрузки рис. III. 18, г.
II 1.5.3. Расчет прерывистых ленточных фундаментов
СНиП 2.02.01-83 рекомендует широко применять разновидность сборных ленточных фундаментов—прерывистые, которые образуются при укладке фундаментных подушек с определенным интервалом см. рис. III.1, б. Зазор между подушками заполняется грунтом.
За счет распределительной способности грунтов основания и арочного эффекта между фундаментными блоками удельное давление на прерывистый фундамент может быть существенно повышено по сравнению со сплошными ленточными фундаментами, работающими в условиях плоской деформации. С одной стороны, учет пространственного эффекта при проектировании прерывистых фундаментов осуществляется повышением расчетного сопротивления грунта 6. С другой, здания и сооружения на прерывистых фундаментах характеризуются повышенной чувствительностью к неравномерным деформациям из-за меньшей по сравнению с непрерывными фундаментами собственной жесткости фундаментов. Поэтому применение прерывистых фундаментов нецелесообразно в чрезмерно деформируемых грунтах при следующих условиях залегания: под подошвой фундамента рыхлых песков; ниже подошвы фундаментов пылевато-глинистых грунтов с показателем текучести JL 0,5.
Кроме того, прерывистые фундаменты не рекомендуется применять при сейсмичности 7 баллов и более и в грунтовых условиях II типа по просадочности.
166

Прерывистые ленточные фундаменты допускается применять, но без превышения расчетного сопротивления грунтов, при сейсмичности 6 баллов, в грунтовых условиях I типа по просадочности, а также при неравномерном напластовании грунтов или при значительном изменении сжимаемости грунта в пределах здания сооружения.
В инженерно-геологических условиях, позволяющих использовать прерывистые фундаменты, целесообразность их применения вместо непрерывных обусловлена выполнением требования
bs — 6С0,Ю м, III.31
где Ьс— расчетное значение ширины подошвы, м, полученное для непрерывного ленточного фундамента по рекомендациям III.3; bs— ближайшее к Ьс большее значение ширины стандартной фундаментной плиты ГОСТ 13580—85, табл. II 1.5, м.
Если неравенство III.31 не выполняется, т. е. при практическом совпадении размеров bs и Ьс, то фундамент принимают непрерывным. В этом случае экономии материалов добиваются, применяя плиты с угловыми вырезами табл. II 1.6.
В зависимости от того, допускается ли превышение расчетного сопротивления грунта, ширину фундаментных плит и зазор между ними определяют различными приемами.
Если превышение расчетного сопротивления грунта R допустимо, то рекомендуется следующий порядок расчета.
1. Зная расчетную ширину непрерывного фундамента Ьс, по табл.
II 1.5 принимаем в качестве основного элемента стандартную фундаментную плиту шириной bs, длиной ls и площадью As lsbs, причем 6S hc.
2. Сравнив коэффициент превышения расчетного сопротивления kd, определяемый для прямоугольных плит по номограмме рис. III.19, и k'd — по табл. III.8, для дальнейших расчетов принимаем меньший из этих коэффициентов.
3. Зная требуемую площадь непрерывного фундамента А Lbc по всей длине стены L, определяем суммарную площадь прямоугольных плит в прерывистом фундаменте:
Ab Akdkd. III.32
4. Находим, округляя до целого, количество плит в прерывистом фундаменте:
n AbAs; III.33
ПылеОато-глинистые грунты J,
I. I 1 1 1 —■
0,50 0,54 0,58 0,62 0,66 0,7
Леска е
Рис. II 1.19. Номограмма для определения коэффициента kd для плит:
1 — прямоугольных; 2 — с угловыми вы резами
т

Таблица III.8. Коэффициент ftj
Расчетная ширина лен точного фундамента
ьс, и
Ширина прерывистого фундамента
ь. и
kd
Расчетная ширина лен-.
точного фундамента ьс, м
Ширина прерывистого фундамента bs. и
1,3
1,4
1,07
2,3
2,4
1,10
1,5
1,6
1,11
2,5
2,8
1,17
1,7
2,0
1,18
2,6
2,8
1,15
1,8
2,0
1,17
2,7
2,8
1,12
1,9
2,0
1,09
2,9
3,2
1,13
2,1
2,4
1,18
3,0
3,2
1,11
2,2
2,4
1,13
3,1
3,2
1,09
среднее расстояние между плитами
tb L— nln— 1. III.34
5. Для экономиии материала заменяем прямоугольные плиты на плиты с угловыми вырезами. При этом необходимо вычислить фактическое значение коэффициента превышения расчетного сопротивления грунта:
kdf NLftnAscR, III.35
где N — суммарная нагрузка на подошве, включая вес фундамента на 1 м, кНм; А — площадь плиты с угловыми вырезами, соответствующая прямоугольной плите площадью As.
Если kdf kd по табл. II 1.3 или по номограмме рис. III. 19, то уменьшают расстояние 1Ь до такого значения, при котором выполняется условие kd kdf.
Для инженерно-геологических условий, допускающих применение прерывистых фундаментов без превышения расчетного сопротивления грунта, расстояние между плитами равно
с Ьцфс— 1. III.36
Количество плит в прерывистом фундаменте
n L cll c. 111.37
При использовании плит с угловыми вырезами взамен сплошных допускается, чтобы отношение фактического давления к среднему, вычисленному для общей площади фундамента, включая промежутки между плитами и угловые вырезы, достигало 1,15.
Расчет осадок прерывистых фундаментов ведут так же, как и для сплошных ленточных, т. е. на среднее давление, отнесенное к общей площади фундамента, предполагая при этом, что распределение по вертикали дополнительных напряжений, начиная с некоторой глубины, практически не зависит от способа передачи нагрузок на поверхности. Поэтому для статически эквивалентных нагрузок значения дополнительных напряжений по глубине одинаковы.
168

111.5.4. Порядок расчета ленточных фундаментов под стены
Расчет ленточных фундаментов под стены ведут в следующем порядке.
1. Определяют исходные данные в соответствии с II.2.
2. Уточняют глубину заложения фундамента исходя из целесообразности применения сборных фундаментов. Устанавливают не обходимое количество рядов стеновых фундаментных блоков по высоте, полагая, что толщина фундаментных плит составляет 0,3 м или 05.
3. Определяют ширину подошвы в соответствии с III. 3, затем устанавливают марку фундаментных плит табл. II 1.5.
4. Если на некоторой глубине под подошвой фундамента залегает слабый пласт грунта, то проводят проверку прочности этого слоя см. II 1.4.
5. Если несущий пласт представлен непросадочным пылеватоглинистым грунтом с Jl 0,5 или песчаным средней плотности и плотным, а также надземные конструкции не характеризуются чрезмерной чувствительностью к деформациям, то переходят к прерывистым фундаментам. Расчет ведут в соответствии с III. 5.3.
6. Если грунтовые условия площадки или вид здания не относятся к номенклатуре см. табл. II.2, то выполняют расчет осадок. В зависимости от принятой расчетной модели основания расчет осадок ведут в соответствии с 11.2.6, при этом расчет осадок прерывистого фундамента ведут как для непрерывного.
7. Проверяют выполнение условия II. 1 для средних осадок и крена фундамента, при отрицательном результате изменяют габаритные размеры фундамента. Для проверки условия II. 1 для других характеристик деформации должны быть рассчитаны соседние фундаменты.
8. Если грунтовые условия или характер нагружения требуют проверки основания по несущей способности, то такой расчет ведут в соответствии с II.3.
II 1.6. ОТДЕЛЬНЫЕ ФУНДАМЕНТЫ
II1.6.1. Конструктивные решения.
Область применения
Отдельно стоящие фундаменты выполняются под колонны и столбы, а также служат опорами для бескаркасных стен главным образом малоэтажных зданий.
Фундаменты колонн каркасных зданий обычно выполняют ступенчатыми. Такой фундамент состоит из плитной части и подколонника рис. III.20, а, б. Способ сопряжения фундамента с колонной предопределяет конструктивные особенности подколонника. Фундаменты под сборные железобетонные колонны выпол-

t He менее 0,15
■ff ' r0'2;-0,7rW
Рис. 111.20. Ступенчатые фундаменты:
a — под сборную колонну; б — под металлическую колонну; в, г — с пустотообраэователями; — подколонник; 2 — плитная часть; 3 — анкерные болты; 4 — картонные пусто
тообразователи
няют с подколенником стаканного типа. Размеры поперечного сечения стакана зависят от сечения колонны. Глубина стакана назначается исходя из надежной анкеровки арматуры колонны в фундаменте до 20 диаметров рабочей арматуры и должна быть не менее высоты 1С прямоугольного сечения колонны. Кроме того, должен быть предусмотрен зазор в 50 мм между днищем, стенками стакана и гранями колонны. Толщина стенок стакана должна быть не менее
0,2 1С и не менее 150 мм. Минимальная толщина дна стакана определяется из расчета на продавливание колонной и составляет не менее 200 мм. Для металлических колонн подколонник выполняется сплошным с анкерными болтами.
Высота плитной части фундамента hs определяется расчетом на продавливание ее подколенником. В зависимости от hs назначается количество ступеней, имеющих высоту 300, 450 или 600 мм. Выноо нижней ступени с, рассчитываемой как консоль от давления грунта под подошвой, принимается кратным 100.
Габаритные размеры ступенчатых фундаментов определяются, как правило, инженерно-геологическими особенностями площадки, причем прочностные свойства бетона фундамента используются

2
а — одноблочный; б„ в — составвые; — траверс»; 2 — фунда
Рис. II 1.21. Сборные железобетонные фундаменты, под
ментные плиты
колонну:
не в полной мере. Снижение расхода материалов достигается за
счет использования пустотообразователей картонных пустотелых замкнутых вкладышей трубчатого или конусного очертания. При изготовлении фундамента вкладыши устанавливают в подколеннике рис. III.20, в, г и, по возможности, в плитной части, обеспечивая этим экономию бетона от 7 до 20 — в зависимости от глубины заложения фундамента. Во влажных грунтах применение пустотообразователей ограничено из-за опасности морозного пучения воды в пустотах.
Ступенчатые фундаменты применяются в монолитном, сборном и сборно-монолитном исполнениях. Всесторонний технико-экономический анализ показывает,, что во многих случаях монолитные отдельные фундаменты оказываются более выгодными, чем сборные. В полной мере преимущества монолитного исполнения фундаментов выявляются при наличии инвентарной опалубки, бетоноукладочного оборудования, а также оборудования по транспортировке бетонной смеси. Однако в определенных обстоятельствах целесообразнее применять сборные фундаменты. Сборные отдельные фундаменты рациональны в следующих случаях: а вес отдельного фундамента не превышает 30.35 кН; б строительство ведется в неблагоприятных климатических условиях; в возведение фундаментов производится в сжатые сроки; г при строительстве ЛЭП, трубопроводов и других подобных сооружений.
Сборные фундаменты изготавливаются одноблочными и составными рис. III. 21. Замена одноблочных фундаментов составными обусловлена недостаточной грузоподъемностью кранов или затруднениями в транспортировке, однако технико-экономические показатели составных фундаментов ниже, чем одноблочных.
Отдельный фундамент в сборно-монолитном исполнении для железобетонных сборных колонн состоит из монолитной плитной части и сборного башмака рис. III.22, а или стакана рис. III.22, б.
т

__ -
Рис. 111.22. Сборно-монолитные фундаменты:
а,—для сборных колонн здания со связевым каркасом; 6 — для сборных колонн одноэтажвого промышленного здания; в — для стальных колонн промышленного здания; 1 — сборный башмак под колонну; 2 — монолитная плитная часть; 3 — железобетонные плиты;
4 — металлические тяжи
Для тяжело нагруженных металлических колонн одноэтажных промышленных зданий разработана конструкция фундамента, в которой подколонник состоит из плоских сборных плит, выполняющих роль опалубки, и бетонного заполнения рис. III.22, в. Сборные плиты заделываются в плитную часть фундамента и крепятся друг к другу металлическими тяжами. Характер нагружения и размеры поперечного сечения подколонника позволяют сосредоточить всю рабочую арматуру в сборных плитах, устанавливаемых по двум коротким сторонам подколонника. По нерабочим сторонам предусматривается деревянная опалубка.
К классу отдельных фундаментов относятся столбчатые фундаменты под малонагруженные стены 1.3-этажных зданий. Такие фундаменты обычно выполняются из бутового камня, бутобетона, бетона. Размеры подошвы в плане должны быть не менее 0,5 х0,5 м.
При ступенчатой форме столбчатого фундамента размеры уступов должны соответствовать рекомендациям табл. III.4.
В зависимости от свойств грунта основания, размеров используемых фундаментных балок и конструктивных особенностей здания расстояния между столбчатыми фундаментами варьируются от 2 до 12 м рис. III.23, а. При шаге фундаментов менее 6 м в качестве фундаментных балок используют железобетонные или железокирпичные перемычки арматура 4.6 0 8 А1.
172

v-
I
V-
I
I
о
l ГГ-П.
—1
и21ц “ 1
. Ь0,5
2 '
а
JwC
Рис. 111.23. Столбчатые фундаменты под стену:
а — в бесподвальных зданиях; б — в зданиях с подвалом; — фундамент; 2— фунда ментная балка; 3 — столб; 4 — панели; 5 — стена; 6 — подготовка
Существуют конструктивные разработки отдельных фундаментов и для стен многоэтажных бескаркасных зданий рис. II 1.23, б. Однако эффективность их применения снижают высокая чувствительность к неравномерным деформациям и большое количество составных элементов.
III.6.2. Новые конструктивные формы фундаментов
Новые конструктивные формы фундаментов разрабатываются с целью рационального использования материалов, снижения трудоемкости устройства фундаментов.
Рассмотрим конструктивные разработки и решения, внедряемые в практику фундаментостроения в последние годы.
Для восприятия значительных горизонтальных сил и моментов необходимо существенно развивать подошву фундамента. В этом случае весьма экономичными с точки зрения расхода материалов являются фундаменты с анкерами рис. III.24, а, заделываемыми в нижележащие прочные пласты грунта.
Фундамент-оболочка рис. III.24, б состоит из опорной плиты, включающей два полукруглых в плане элемента, и конической части, образующей стакан для опирания колонны. Тонкостенные элементы фундамента позволяют в полной мере использовать несущую способность материалов.
Перспективными являются фундаменты, устраиваемые в предварительно разработанных в грунте полостях. Они образуются нагнетанием бетона пластичной консистенции в котлованы, очертания которых соответствуют габаритным размерам фундамента. Современное оборудование для механизированной разработки грунтов позволяет отрывать котлованы любой заданной формы.
173

Рис. 111.24. Совершенствование конструктивных форм отдельных фундаментов;
о — фундамент с вертикальными анкерами; б — фундамент-оболочка под колонну; в — буробетонный фундамент; г — щелевой пространственный фундамент; 1 — традиционный фундамент; 2 — фундамент с анкерами; 3 — опорная плита; 4 — конический элемент; 5, 6 — колонны; 7 — стакан; 8 — опорная часть; 9 — традиционный монолитный фуида мент; 10 — стакан; — подколонник; 12 — плитная часть; 13 — вертикальные стенки
Буробетонные фундаменты получают в результате заполнения бетоном полости, конфигурация которой представлена на рис. ill.24, в. Для образования полости в грунте используются специальное разбуривающее оборудование или устройства для механического образования уширений буронабивных свай. Исследования свидетельствуют, что в сопоставимых условиях несущая способность буробетонного фундамента в 1,5 раза выше, чем ступенчатого железобетонного с тем же расходом бетона.
Рекомендуют к применению и другие формы фундаментов под колонны, например, щелевые пространственные рис. 111.24, г.
II 1.6.3. Конструкции и номенклатура типовых фундаментов
В результате анализа унифицированных габаритных схем и нагрузок на колонны одноэтажных промышленных зданий разработаны типовые конструкции монолитных ступенчатых фундаментов серии 1.412—177 и 1.412—277. Фундаменты указанных серий рис. III.25 предназначены, в первую очередь, для проектирования фундаментов под сборные железобетонные колонны прямоугольного
174

-3
. 1Ъ
с 6-
Рис. 111.25. Типовые монолитные фундаменты стаканного типа
а — I-ступенчатый; б — 2-ступенчатый; в — 3-ступенчатый
и двухветвевого сечений в зданиях с мостовыми кранами грузоподъемностью до 500 кН или без мостовых кранов.
В типовых сериях разработано 5 унифицированных стаканных подколонников табл. III.9, размеры которых определяются поперечными сечениями колонн, необходимостью жесткого защемления колонн в теле фундамента, а также требуемой глубиной заложения фундаментов. Зазор между гранями колонн и стенками стакана принят: по верху — 75 мм и по низу — 50 мм. Минимальная толщина стенки стакана поверху составляет 175 мм. Подколонники типов А.В предназначены для колонн прямоугольного сечения, двухветвевые колонны устанавливаются в объединенные стаканы подколонников типов Г и Д.
Плитная часть фундамента образуется ступенями высотой 300 мм. Разработано 19 типоразмеров подошвенных ступеней
Таблица И 1.9. Унифицированные размеры подколонников для фундаментов серии 1.412—177
Вид
сечения
колонны
Размеры
сечения
колонны,
мм
Подколонник рядового фундамента
Размеры стакана» мм
Объем
стакана,
м3
глубина
в плане
тип
размеры сечения 1ис ьис
по низу lg X bgi
по верху lg2 X bg2
Прямо¬
300 x 300
700
400x400
450x450
0,13
уголь¬
400x300
А
900 x 900
700
500 x 500
550x550
0,16
ное
400x400
800, 900
500x500
550x550
0,22; 0,25
500x400
800
600x500
650 x 550
0,26
500 x 500
Б
1200x1200
800, 900
600 x 600
650 x 650
0,31; 0,36
600x400
800, 900
700x500
750 x 550
0,30; 0,34
600 x 500
800
700 x 600
750 x 650
0,36
700x400
950
800x500
850x550
0,41
800x400
В
1500x1200
900, 950
900X500
950x550
0,44; 0,4в
800 x 500
900
900 x 600
950 x 650
0,52
Двух-
1000 x 400
950
1100 x 500
1150x550
0,56
ветвевое
1000 x 500
Г
1800X1200
1250
1100 x 600
1150x650
0,88,
1300x500
950, 1250
1400 x 600
1450x650
0.85; 1,1
1400x500
д
2100X1200
950, 1250
1500x600
1550x650
0,9; 1,2
1400x600
1250
1500X700
1550X 750
1,4
т

табл. 111.10, размеры которых позволяют воспринять грунтами с расчетным сопротивлением 0,15.0,6 МПа все виды унифицированных нагрузок от одноэтажных промышленных зданий. Количество ступеней от одной до трех зависит от вылета граней подошвы фундамента по отношению к подколоннику.
Таблица ШЛО. Размены подошвы типовых фундаментов серии 1.412
типоразмера
Размеры подошвы, м
типоразмера
Размеры подошвы, м
типоразмера
Размеры подошвы, м
1
1,5X1,5
7
2,7 X 2,1
13
4,2 X 3,0
2
1,8 X 1,8
8
2,7 X 2,4
14
4,8 X 3,6
3
1,8 X 2,4
9
3,0 X 2,4
15
4,8X4,2
4
2,1 X 1,8
10
3,3 X 2,7
16
5,4 X 4,2
5
2,4X1,8
11
3,6 X 3,0
17
5,4 X 4,8
6
2,4 х 2,1
12
4,2 X 3,0
18
5,4 X 5,4
19
6,0 X 5,4
Типовые фундаменты разработаны высотой 1,5.4,2 м. При этом предлагается 6 типоразмеров по высоте с интервалом 0,3 м для колонн прямоугольного сечения типоразмеры 1.6 и 5 типоразмеров 2.6 для двухветвевых колонн табл. III.11.
Верх фундаментов под железобетонные колонны принят по глубине от поверхности чистого пола 150 мм для того, чтобы завершить работы нулевого цикла до монтажа надземных конструкций.
Материал фундаментов — бетон классов В 12,5 и В15, армирование осуществляется сварными сетками с максимальным использованием унифицированных элементов.
Марка фундаментов состоит из буквенных и цифровых индексов i первая буква Ф обозначает вид конструкции — фундамент; второй индекс А, Б, В, Г илиД указывает на тип подколонника см. табл. III.9; первая цифра обозначает типоразмер подошвы см. табл. 10, а вторая —типоразмер фундамента по высоте табл. III. 11.
Таблица 111.11. Размеры по высоте типовых фундаментов под колонны серии 1.412
JA типоразмера
1
2
3
4
б
6
Высота фундамента, м
1,5
1,8
2,4
3,0
3,6
4,2
В табл. III.12, III.13 дана номенклатура типовых фундаментов для прямоугольных и двухветвевых колонн.
Типовые конструкции монолитных фундаментов для многоэтажных производственных и общественных зданий разработаны в серии 1.412—379. Габаритные размеры ступенчатой плитной части
176

и типоразмеры по высоте этой'серии полностью соответствуют типоразмерам серии 1.412—177. Подколенники по серии 1.412—379 несколько отличаются от подколенников по табл. Ш.9, что обусловлено размерами колонн многоэтажных каркасов и требованиями их заделки в фундамент. Размеры подколонников для фундаментов под колонны многоэтажных зданий даны в табл. III. 14. Таким образом, для формирования типового фундамента в соответствии с серией 1.412—379 используют: табл. III. 12 — для назначения размеров ступенчатой плитной части; табл. III.И — для определения полной высоты фундамента; табл. III. 14 — для установления размеров подколонника.
Помимо рассмотренных рядовых фундаментов в типовых сериях 1.412—1,2, 3 предусмотрены фундаменты под спаренные колонны в местах устройства температурных швов.
Материалы типовых серий 1.412 могут быть использованы при проектировании фундаментов и других типов каркасов, если соответствующие унифицированные серии не разработаны. В частности, для зданий с металлическим каркасом габаритные размеры плитной части фундамента могут приниматься по табл. III. 12 и III. 13. Подколонники же выполняются сплошными с размерами прямоугольного поперечного сечения, обеспечивающими размещение анкерных болтов см. рис. III.20, б. При этом расстояние от оси анкерного болта до грани подколонника должно быть не менее 160 мм. Верх подколонника стальной колонны при размещении под полом базы колонны должен быть на глубине: для легких колонн —
0,20 м; для колонн с развитыми базами — 0,70 или 1,00 м.
ч
7
1
1
1
1
N
—I
1
г
Рис. 111.26. Типовые сборные фундаменты стаканного.типа с размером
подошвы: а — 1300 мм; б — 1700 и 2100 мм.
177

Таблица 111.12. Характеристики типовых монолитных фундаментов под колонны прямоугольного сечения
серия 1.412—177
Эсквз
Марка
Фунда¬
мента
Размеры плитной части, м
Расход бетона, м. при высоте фундамента
подошва
ступевь 1
ступень 2
1500
1800
2400
3000
3600
4200
а
Ь
bt
а
Ъг
Ф.-2
Ф.—3
Ф.—4
Ф.—5
Ф.—6
n„A ITT 04 Л
ФА1—л
1500
1500
1,6
1,9
2,4
2,9
3,4
3,8
Рис. Ш.Zo, а
ФА2—л
1800
1800
—
—
—
—
2,0
2,2
2,7
3,2
3,6
4,1
ФА4—л
2100
1800
1500
900
2,3
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
ФА5—л
2400
1800
1500
900
—
—
2,4
2,7
3,2
3,6
4,1
4,6
п„Л ТТТ 04 ?
ФА6— л
2400
2100
1500
1500
—
2,9
3,2
3,6
4,1
4,6
5,1
Рис. Ш.JO, о
ФА7—л
2700
2100
1800
1500
—
—
3,2
3,5
4,0
4,5
4,9
5,4
ФА8—л
2700
2400
1800
1500
—
—
3,5
3,7
4,2
4,7
5,2
5,7
ФА9—л
3000
2400
2100
1500
3,8
4,1
4,6
5,0
5,5
6,0
ФАЮ—л
3300
2700
2400
1800
1500
900
4,9
5,1
5,6
6,1
6,6
7,1
Рис. III. 25, б
ФАИ—л
3600
3000
2700
1800
1800
900
5,7
5,9
6,4
6,9
7,4
7,9
ФА 12—л
4200
3000
3000
1800
1800
900
6,4
6,6
7,1
7,6
8,1
8,6
Рис. IIL25, а
ФБ2—л
1800
1800
—
—
—
—
2,7
3,1
4,0
4,9
5,7
6,6
ФБ4—л
2100
1800
1500
1200
3,0
3,4
4,3
5,1
6,0
6,9
ФБ5—п
2400
1800
1800
1200
—
3,3
3,7
4,5
5,4
6,3
7,1
ФБб—л
2400
2100
1800
1200
—
—
3,5
3,9
4,8
5,6
6,5
7,3
Рис. 111.25, б
ФБ7—л
2700
2100
1800
1200
—
—
3,7
4,1
4,9
5,8
6,7
7,5
ФБ8—л
2700
2400
1800
1800
—
—
4,2
4,6
5,5
6,4
7,2
8,1
ФБ9—л
3000
2400
2100
1800
—
—
4,6
5,0
5,9
6,8
7.6
•8,5

ФБ10—п
3300
2700
2400
1800
1800
1200
5,5
5,9
6,8
7,6
8,5
9,4
ФБ11—п
3600
3000
2700 ’
2100
1800
1200
6,5
6,9
7,8
8,6
9,5
10,3
ФБ12—п
4200
3000
3000
2100
1800
1200
7,2
7,6
8,5
9,3
10,2
11,1
Рис. 111.25, в
ФБ13—п
4200
3600
3000
2700
1800
1800
8,8
9,2
10,1
11,0
11,8
12,7
ФБ14—п
4800
3600
3600
2700
2400
1800
10,3
10,7
11,6
12,4
13,3
14,2
ФБ15—п
4800
4200
3600
3000
2400
1800
11,5
11,9
12,8
13,6
14,5
15,4
ФБ16—п
5400
-4200
4200
3000
3000
1800
13,1
13,5
14,4
15,2
16,1
17,0
Рис. III.25, а
ФВ4— п
2100
1800
—
—
—
—
3,3
3,8
4,9
6,0
7,1
8,2
ФВ5—п
2400
1800
1800
1200
3,6
4,1
5,2
6,3
7,4
8,4
ФВ6—п
2400
2100
1800
1200
—
—
3,8
4,3
5,4
6,5
7,6
8,6
Рис. IIK25, б
ФВ7—п
2700
2100
2100
1200
—
—
4,1
4,6
5,7
6,8
7,9
8,9
ФВ8—п
2700
2400
2100
1800
—
—
4,7
5,2
6,3
7,4
8,5
9,6
ФВ9—п
3000
2400
2100
1800
4,9
5,4
6,5
7,6
8,7
9,8
ФВ10—п
3300
2700
2700
1800
2100
1200
6,0
6,5
7,6
8,7
9,7
10,8
ФВ11— п
3600
3000
2700
2100
2100
1200
6,8
7,3
8,4
9,5
10,6
11,6
ФВ12—п
4200
3000
3300
2100
2400
1200
7,8
8,3
9,4
10,5
11,6
12,7
Риг ТТТ 9 я
ФВ13—п
4200
3600
3300
2400
2400
1800
9,3
9,8
10,9
12,0
13,1
14,2
ГИС« 111.в
ФВ14—п
4800
3600
3600
2400
2400
1800
10,2
10,7
11,8
12,9
13,9
15,0
ФВ15—п
4800
4200
3600
3000
2400
1800
11,7
12,2
13,3
14,4
15,4
16,5
ФВ16—п
5400
4200
4200
3000
3000
1800
13,3
13,8
14,9
16,0
17,1
18,1
ФВ17—п
5400
4800
4200
3600
3000
2400
15,6
16,1
17,2
18,3
19,3
20,4
Примечание. В маркировке фундамента индекс п обозначает типоразмер по высоте и может иметь значения от 1 до 6.

Таблица III.13. Характеристики типовых монолитных фундаментов под двухветвевые сборные колонны
серия 1.412—277
Эскиз
Марка
фунда¬
мента
Размеры плитной части
, м
Расход бетона, м3, при высоте фундамента
подошва
ступень 1
ступень 2
1800
2400
3000
3600
4200
ь
Ьг
а
Ьш
Ф.—2
Ф.—3
Ф.—4
Ф.-5
Ф.—6
ФГ6—п
2400
2100
—
—
—
—
4,8
6,0
7,3
8,6
9,9
Рис. III.25, а
ФГ7—п
2700
2100
—
—
—
—
4,9
6,2
7,5
8,8
10,1
ФГ8—п
2700
2400
—
—
—
—
5,2
6,5
7,8
9,1
10,4
ФГ9—п
3000
2400
2400
1800
—
—
6,0
7,3
8,6
9,9
11,2
Ф Г10—л
3300
2700
2400
1800
—
—
6,6
7,9
9,1
10,4
11,7
Рис. 111.25, б
ФГ11— п
3600
3000
2700
2100
—
—
7,5
8,8
10,1
11,4
12,7
ФГ12—п
4200
3000
3000
2100
—
—
8,3
9,6
10,8
12,2
13,5
ФГ13—п
- 4200
3600
3000
2400
2400
1200
9,5
10,8
12,1
13,4
14,7
Рис. 111.25,
ФГ14—п
1 4800
3600
3600
2400
2400
1200
10,6
11,9
13,2
14,5
15,8

ФГ15—п
4800
4200
3600
3000
2400
1800
12,5
12,8
15,1
16,4
17,7
Рис. 111.25, а
ФД7-п
2700
2100
—
—
—
—
5,5
7,0
8,5
10,0
11.5
ФД8—п
2700
2400
—
—
—
—
5,7
7,2
8,7
10,2
11,7
ФД9—п
3000
2400
2400
1800
—
—
5,2
8,0
9,5
11,0
12,5
Рис. 111.25, б
ФД10—п
3300
2700
2700
1800
—
—
7,1
8,7
10,2
11,7
13,2
ФД11 — п
3600
3000
2700
2100
—
—
8,0
9,5
11,0
12,5 ;
14,0
ФД12—п
4200
3000
3300
2100
2700
1200
9,1
10,6
12,1
13,6
15,2
ФД13—п
4200
3600
3300
2700
2700
1800
10,9
12,4
13,9
15,5
17,0
ФД14—п
4800
3600
3600
2700
2700
1800
11,8
13,3
14,8
16,4
17,9
ФД15—п
4800
4200
3600
3000
2700
2100
13,3
14,8
16,3
17,8
19,3
Рис. III.25, в
ФД 16—п
5400
4200
4200
3000
3000
2100
14,7
16,3
17,8
19,3
20,8
ФД17—п
5400
4800
4200
3600
3000
2400
16,7
18,3
19,8
21,3
22,8
ФД18—п
5400
5400
4200
4200
3000
3000
19,0
20,5
22,0
23,6
25,1
ФД19—п
6000
5400
4800
4200
3600
3000
21,3
22,8
24,3
25,8
27,4
Примечание. В маркировке фундамента индекс п обозначает типоразмер по высоте и имеет значения от 2 до 6.

Таблица 111.14, Унифицированные размеры подколоиников для фундаментов серии 1.412—379
Размеры колонны, ям
Подколонник рядового фупдзмента
Размеры стакана, мм
'с
л
размеры сечения, мм
глубина
bg
в плане
Объем
стакана,
м»
°с
тип
1ис
bU6
1е
ЬЛ
300
300
А
900
900
450
450
400
400
0,08
0,12
400
400
650
1050
500
500
0,18
0,29
600
400
В
1200
1200
650
1050
700
500
0,25
0,40
Для проектирования сборных типовых фундаментов под колонны многоэтажных общественных и производственных зданий введен ГОСТ 24476—80, рекомендации которого относительно номенклатуры и характеристик применяемых изделий даны в табл. III.15 и на рис. II 1.26.
В соответствии с ГОСТ 24476—80 для зданий со связевым каркасом разработаны рабочие чертежи фундаментов под колонны сечением 0,4 х 0,4 м. Согласно типовой серии ИИ.04-1, вып. 7, эле-
Таблица III. 15. Характеристики типовых сборных фундаментов под колонны
многоэтажных зданий
Размеры фундамента, мм
Эскиз
Эле¬
мент
Марка
L
н
А
в
С
Справоч¬
ная
масса,
тс
Рис. II 1.26, а
1
2
1Ф13 —3 1БК13 — 3 2Ф13 — 4 2БК13 — 4
1300
1050
450
450
550
550
275
275
225
225
150
150
50
50
3.19
3.19
3.05
3.05
Рис. III.26, б
3
4
5
6
ЗФ17 — 3 4Ф21 — 3 5Ф17 — 4 6Ф21 — 4
1700
2100
1700
2100
1050
450
450
550
550
275
275
225
225
150
150
50
50
4,17
5,49
4,04
5,35
ДО

мент 2 табл. 111.15, рис. 111.26, а может быть использован в качестве фундамента при условии, что нагрузка, передаваемая колон ной, не превышает 860 кН, и давление под подошвой фундамента не превышает расчетного сопротивления грунта основания. Элемент
2 обозначается Ф13—4 Ф — фундамент, 13 — размер подошвы в дециметрах, 4 — размер сечения колонны в дециметрах.
При больших усилиях на колонну или при менее прочных грунтах используются одноблочные фундаменты Ф17—4, Ф21—5 табл. III. 15, элементы 4,6. Предельные нагрузки на эти фундаменты, исходя из недопущения иродавливания колонной, составляют 910 и 1230 кН.
Если нагрузки на фундамент предполагаются весьма значительными, то может быть использована сборно-монолитная конструкция, т. е. элемент 2, используемый в качестве башмака маркируемый теперь БК—13—4, устанавливается на монолитную железобетонную плитную часть фундамента см. рис. II 1.22, а.
Сборные фундаменты в соответствии с ГОСТ 24476—80 разработаны также в серии 1.020—1.
II 1.6.4. Фундаментные балки
Если для проектирования здания приняты отдельные фундаменты, то передача фундаментам нагрузок от стен осуществляется с использованием следующих конструктивных решений: а цокольные стеновые панели опираются непосредственно на отдельные фундаменты колонн; б самонесущие стены и стены из навесных панелей опираются на фундаментные балки.
Для опирания фундаментных балок на ступенчатые фундаменты используют сборные столбики или предусматривают специальные приливы при бетонировании монолитных фундаментов см. рис. II 1.1, в. Высота опорных столбиков или приливов принимается такой, чтобы верх фундаментной балки находился на отметке — 0,15 считая отметку пола первого этажа ±0,00. Пример конструктивного оформления подбетонки для опирания балок на фундаменты серии 1.412—177 дан на рис. III.27.
Рис. 111.27. Подбетонка для опирания фундаментных балок: — фундамент; 2 — подбетонка; 3 — колонна
183

Разработаны типовые решения сборных железобетонных фундаментных балок серии 1.415—1 при шаге отдельных-фундаментов 6 и 12 м табл. 111.16,111.17. Балки номинальной длины 6 м предназначены для панельных стен толщиной 200.400 мм и для кирпичных стен толщиной 250.510 мм. Предварительно напряженные балки номинальной длины 12 м разработаны только для панельных стен. Для кирпичных стен и шаге фундаментов 12 м необходимо возводить промежуточные фундаменты для опирания 6-метровых фундаментных балок.
Таблица 111,16, Характеристики фундаментных балок ФБ6 для шага колонн 6 м
Примечания: 1. Балки армированы ненапрягаемой арматурой в виде сварных каркасов и изготовлены из тяжелого бетона классов В15.В20.
2. Балки рассчитаны на нагрузку от кирпичных стен высотой до 15 м.
Таблица IIL17. Характеристики фундаментных балок для шага колонн 12 м
Сечение балки
Марка
Размеры, мм
Расход бетона, м
длина
высота
ширина
■У Ь
ФБН1
10700
1,16
400
300
X ФБН1-К
10200
1,11
1
ФБН2
10700
2,С5
V 600
400

ФБН2-К
10200
1,95
Q2 Г 1
ФБНЗ
11960
400
300
1,29
ФБН4
11960
600
400
2,29
IS4

Маркировка фундаментных балок состоит из буквенных индексов ФБ фундаментная балка и цифр, обозначающих номинальную длину балки и номер типоразмера.
При шаге отдельных фундаментов 2.4 м малонагруженные столбчатые фундаменты жилых домов в качестве фундаментных балок используют железобетонные перемычки — рядовые и усиленные.
Выбор геометрических характеристик гибких фундаментов, являющихся конструкциями многократно статически неопределимыми, представляет собой сложную задачу, поскольку в таких системах существует взаимосвязь между усилиями и жесткостными параметрами конструктивных элементов.
Предварительные размеры поперечных сечений фундаментов назначают, учитывая опыт проектирования или предполагая линейное распределение давлений под подошвой фундамента. Если уточненные в ходе расчетов геометрические размеры отличаются от предварительйо назначенных не более чем на 30 ,то перерасчет фундаментных конструкций не производится.
Рассмотрим три вида гибких фундаментов: ленточные; из перекрестных лент; плитные.
Ленточные фундаменты под ряды колони. Выполняемые в монолитном железобетоне, эти фундаменты имеют обычно тавровое сечение с полкой, обращенной вверх рис. III.28, а, б. Ширину подошвы определяют в соответствии с II.3, основываясь на предпосылке, что среднее давление под подошвой фундамента не.должно превышать расчетное сопротивление грунта основания. Толщина полки не менее 200 мм. При незначительных свесах полка принимается постоянной толщины, большие ее вылеты вынуждают выполнять на ней скосы, уклон которых не должен превышать 13. Во всех случаях полка у ребра должна быть такой толщины, чтобы воспринять отпор грунта без поперечной арматуры. При этом каждый свес полки рассматривают как консоль, защемленную в ребре.
Полная высота балки принимается исходя из обеспечения ее прочности при действии наибольшего изгибающего момента Wmax» кН • М:
гдей0— полезная высота балки без защитного слоя, м; Rb — расчетное сопротивление бетона осевому сжатию для бетона класса В15 ? 8500, класса В20— 11500, класса В25 14500, кПа; уЬ2 — коэффициент условий работы бетона при эксплуатации кон-
III.7. ГИБКИЕ ФУНДАМЕНТЫ
III.7.1. Конструктивные решения. Предварительное назначение размеров фундаментов
III.38
185

Рис. 111.28. Схема к назначению размеров поперечного сечения лент гибких
фундаментов:
б —формы поперечного сечения; в —расчетная схема балки при определении пло«
щади подошвы
струкции в благоприятных для наращивания прочности бетона условиях уЬ2 1, в остальных случаях — уЬ2 0,9; А0 — безразмерный коэффициент, зависящий от относительной высоты сжатой зоны бетона; Ьг — ширина ребра полки, м.
Практика проектирования показывает, что наиболее экономичные решения железобетонных балок получают при А0 0,18.0,25. Рекомендуется принимать Ьг 0,5.0,6 h. Учитывая эти рекомендации, из формулы III.38 получим приближенное выражение для hb, м:
ш-®
Размерности всех величин принимают такими же, как в формуле
III.38.
Максимальный изгибающий момент Мтл в балке определяют в предположении линейного распределения реактивных давлений грунта рис. III.28, в. Давления ртах и ртщ на 1 м длины балки равны
_ 2 F«‘. 6 2 Mt ,TII Ртах j i —7g— III.40
min 1 1
где YiFvt и —соответственно результирующие внешних вертикальных сил и изгибающих моментов относительно центра балки; —длина балки, м.
186

Для уравновешенной системы рис. 28, в максимальный изгибающий момент УИщах следует ожидать в месте приложения максимальной внешней силы, расположенной в центре или вблизи центра балки.
Во избежание концентрации реактивных напряжений грунта на концах фундаментной ленты иногда предусматривают консольные выступы длиной 1С от места приложения крайней силы.
На рис. III.29, а представлен сборный вариант ленточных фундаментов под колонны. Сборные элементы фундаментные подушки и укладываемые на них балки прямоугольного сечения образуют ленту. Балки по две в сечении устанавливают с зазором в поперечном направлении. Стыкование лент осуществляется в местах опирания колонн.
Фундаменты из перекрестных лент представляют собой комбинацию продольных и поперечных ленточных фундаментов. Фундаментные ленты, связанные воедино в узлах опирания колонн, предотвращают неравномерные деформации конструкций верхнего строения. Общий вид фундамента из перекрестных лент в монолитном исполнении показан на рис. III. 1, д. Рекомендации по конструированию и выбору геометрических характеристик таких фундаментов аналогичны соответствующим рекомендациям для ленточных фундаментов.
Разрабатываются конструкции фундаментов из перекрестных балок в сборном железобетоне. В системах, используемых в энергетическом строительстве, под тяжело нагруженные свыше 4000 кН колонны используются продольные и поперечные ленты из спаренных или одиночных балок рис. III.30. Балки высотой 1000 мм могут иметь различные поперечные сечения рис. II 1.30, б. В узлах сопряжения они опираются на подкладную плоскую плиту толщиной 200 мм и размерами в плане 2,5 х 2,5 м. В местах стыкования балок размещают также башмаки под колонны, которые в зависимости от вида колонны имеют различные конструктивные решения рис. III.29, в.
Плитные фундаменты выполняются чаще всего ребристыми или плоскими.
Ребристые плиты конструируют, обращая ребра вверх или вниз рис. III.31, а, б. Плиты с ребрами, обращенными вниз, обеспечивают некоторое уменьшение объема земляных работ и упрощают конструктивные решения пола подвала. Они предпочтительнее при действии значительных горизонтальных нагрузок, поскольку ребра препятствуют скольжению плиты. Плиты с ребрами, обращенными вверх, позволяют в полной мере использовать механизированную разработку котлована. Однако при таком конструктивном решении для устройства пола подвала пространство между ребрами необходимо заполнять песком или тощим бетоном. Ребра поперечного и и продольного направлений сопрягаются в местах опирания колонн каркаса, повышая прочность и жесткость этих узлов. Благодаря концентрации материала, в наиболее нагруженных местах, ребри-
187

Рис. 111.29. Конструкции гибких железобетонных фундаментов в сборном исполнении:
а — ленточный фундамент; б — плитный фундамент; 1 — фундаментная плита ленточного фундамента; 2 — фундаментные ребра-ленты; 3 — стыкование лент; 4 — плоские фундаментные блоки БФП; 5 — железобетонный пояс в местах опирания стен
етые плиты более экономичны в расходе материалов по сравнению G плоскими плитами.
Плоские плиты см. рис. III.1, д более просты в изготовлении.Возможно несколько снизить вес плиты, устраивая проемы в наименее нагруженных зонах рис. III.31, в. Плиты, предназначенные
188

-
m
Рис. 111.30. Устройство железобетонных фундаментов из перекрестных лентэ
а — план перекрестных ленг; 6 — поперечные сечения сборных лент; в — варианты устройства башмаков под колонны; 1 — элемент сборной ленты; 2 — подкладная плита; 3 — башмак под металлическую колонну; 4, 5 — монолитный и сборный башмаки под
железобетонную колонну
для восприятия гидростатического взвешивания, выполняют сплошными толщиной 1.5.3 м. Определенной экономии бетона можно добиться, изготавливая плиты ячеистыми рие. III.31, г и заполняя ячейки песком.
Собственную жесткость плитного фундамента можно существенно повысить, включив в работу перекрытие над подвалом. Для этого необходимо обеспечить рамное сопряжение колонн и стен подвала с фундаментной плитой и перекрытием над подвалом рис. III.31, д.
189

-лЛ
tl
-лЛ-
7-7
э-
znA-
-п ПП ПГТ I—I
. J LJL-J LJLJ LJ
Р □ □ D
“П Г1П НИ н
. J LJLJ I I L J LJ
П ПП НИ Н
-J I 1 I LJLJ LJ
□ □ □
1 ПП Г-11—I
-J L-JL-J L-IL-I
I
ХТГлТ_
h
Рис. 111.31. Конструктивные решения плитных фундаментов: а — ребрами вверх; б — ребрами вниз; в — плоская плита с проемами; г — ячеистая плита; д — коробчатое сечение; 1 — надземные конструкции
Размеры плитного фундамента определяются габаритами здания сооружения с добавлением консольных выступов плиты относительно крайних колонн или несущих стен. Вылет консолей от крайних осей здания рекомендуется принимать рйвным 0,2.0,4 длины примыкающего пролета. В соответствии с требованиями унификации опалубочных и арматурных изделий размеры плиты в плане принимаются кратными 300 мм. Толщина плиты должна быть не менее. 400 мм и кратна 100 мм.
190

Как показывает опыт проектирования, толщина плоских плит многоэтажных зданий составляет 16.19 длины пролета, а толщина ребристых плит— 1.8.19 продета в осях колонн каркаса.
При назначении высоты сечения плиты должно быть гарантировано ее непродавливание колонной или подколонником. Рабочая высота сечения плиты h0, см, для квадратного подколонника колонны со стороной ас
h0 0,5 VFvRblyb2 p-ac, 111.41
где F0 — расчетная нагрузка на колонну, кН; Rbt— расчетное сопротивление бетона осевому растяжению для тяжелого бетона В12.5 Rbt 620; бетона В15 — 750; бетона В20 — 900, кПа; уЬ2— см. формулу III.38; р 2 FJA— среднее давление на грунт под подошвой плиты, кПа; F0 — сумма всех расчетных вертикальных нагрузок, передающихся плите, кН; А — площадь плиты в плане, ма.
При прямоугольном подколеннике колонне со сторонами ае и Ьс рабочая высота h9, см, плиты по условиям ее непродавливания в средних зонах по четырем граням
К -0,25 ас Ьс 0,5 У FvRbtybi р. III.42
Как правило, плиты выполняют в монолитном железобетоне, используя бетон классов В12,5; В15; В20 и арматуру классов AI.III в видесварных сеток и каркасов. Имеются также конструктивные решения плит из сборных железобетонных элементов. Так, при проектировании гражданских зданий фундаментную плиту формируют из четырех типоразмеров плоских фундаментных блоков БФП толщиной 300 мм рис. III.29, б. Элементы БФП непосред-
Рис. II 1.32. Сопряжение плитных фундаментов с колонной: л —■ сборный фундамент; ч б — монолитный стакан; в, г — грибовидные уширения; сборная колонна; 2 — закладная деталь
tsi

ственно не связаны друг с другом, однако обеспечивается их перевязка в поперечном направлении.
По осям опирания стен поверх плиты укладывают монолитные или сборные железобетонные пояса.
Сопряжение фундаментных плит с колоннами осуществляется различным образом. Так, если колонны здания сооружения выполняются сборными, то используют сборные стаканные башмаки или-монолитные стаканы рис. III.32, а, б. При опирании на безреберную плиту монолитных тяжело нагруженных колонн предусматривают грибовидные уширения рис. 111.32, в, г, распределяющие усилия.
II 1.7.2. Статический расчет гибких фундаментов
Как отмечалось, фундаменты, собственные деформации которых сопоставимы с деформациями основания, называют гибкими. Усилия, возникающие в теле таких фундаментов, в значительной мере зависят от податливости основания и от жесткости надземных конструкций.
Различают два вида расчетных моделей задачи о расчете фундаментов конечной жесткости. В первом случае рассматривается система фундамент — основание, внешние силы на фундамент задаются в результате раздельного расчета верхнего строения без учета податливости основания. Во втором случае рассчитывается система надземная конструкция — фундамент— основание. Расчетные модели первого типа, как более простые, реализуются чаще. Расчетные модели второго типа позволяют получить более достоверные результаты, однако реализация связана с необходимостью применения ЭВМ большой мощности и трудностями количественной оценки жесткости верхнего строения см. 1.1.2.
В многочисленных решениях задачи о расчете фундаментов на податливом основании различным образом варьируются: а модели основания Винклера, переменного коэффициента постели, упругого полупространства, упругого слоя конечной толщины; б конструктивные формы фундаментов; в способы определения напряжений в зоне контакта фундамента и основания методы коэффициента постели, М. И. Горбунова-Посадова, Б. Н. Жемочкина, И. А. Симвулиди, В. А. Флорина и др.; г способы оценки жесткости надземных конструкций.
Получены решения для фундаментных конструкций, вызывающих различные виды напряженно-деформированного состояния основания. Прямоугольные фундаменты ограниченной длины плиты и балочные фундаменты в продольном направлении, lib 7 рассчитывают на основе решений пространственной задачи теории упругости рис. III.33, а. Достаточно протяженные прямоугольные фундаменты при ИЬ 3, имеющие одинаковую жесткость по длине и регулярно нагруженные, работают в поперечном направлении в условиях плоской деформации рис. III.33, в. В этом случае рассчитывают выделенную
192

а
6
О
Рис. III.33. Виды напряженно-деформированного состояния основания и фундаментных конструкций:
а — пространственная; б — плосконапряженная; в — плоская деформация; 1 — фундамент под стену; 2 — основание; 3 — фундаментная плита
в поперечном направлении полосу единичной ширины, условия деформирования которой такие же, как и для соседних подобных полос.
Фундаментные балки, поддерживающие кирпичную стену и рассчитываемые на нагрузку от грунта, работают в условиях плоского напряженного состояния рис. III.33, б. При этом стена рассматривается как основание в виде полуплоскости единичной толщины, неограниченно простирающейся вниз и в стороны от линии контакта стены и балки.
Ниже приводятся решения Б. Н. Жемочкина для балочного и плитного фундаментов на упругом основании. Предлагается приближенный способ оценки жесткости верхнего строения при использовании решений Б. Н. Жемочкина. Рассматривается метод М. И. Горбунова-Посадова для расчета перекрестных фундаментных лент на Винклеровом основании.
Метод Б. Н. Жемочкина отличается универсальностью, так как позволяет рассчитывать фундаменты разнообразных конфигураций, используя различные модели основания. Вначале рассмотрим основы метода для случая, когда фундаментная конструкция рассчитывается в одном направлении. Такой расчет называют балочным.
Наиболее трудоемким в методе Жемочкина является определение контактных напряжений на подошве фундамента. После этого задача становится статически определимой и усилия в фундаменте определяются из уравнений статики.
Расчетные предпосылки метода:
1. Трением между основанием и подошвой фундамента пренебрегают.
2.' Сплошной контакт фундамента и основания заменяется контактом в отдельных точках. Для этого в зоне контакта устанавливают жесткие вертикальные шарнирно опертые стержни на равных расстояниях друг от друга по всей длине балки рис. 111.34, б. Их количество зависит от требуемой точности расчета. Геометри-
7 8-919
193

Рис. 111.34. Расчетная схема для решения контактной задачи методом Б. Н. Же-
мочкина:
ц — балка на упругом основании; б — замена сплошного контакта контактом в отделы ных точках; в — основная система задачи по смешанному методу с использованием сим« Метрии; — фиктивные опорные стержни; 2 — стержень, обеспечивающий геометриче«
скую неизменяемость
ческая неизменяемость полученной расчетной схемы фундамента рис. II 1.34, б, поз. 2 обеспечивается горизонтальным ненагруженным стержнем.
3. Отпор грунта усилиям в контактных стержнях у, предполагается равномерно распределенным в пределах каждого участка площадью Ь х с рис. III.34, б, где 6 — ширина фундамента или полосы при плоской деформации на участке i-ro стержня; С — расстояние между стержнями.
4. Грунтовое основание моделируется линейно деформируемым полупространством.
В соответствии с принятой расчетной схемой рис. II 1.34, б решение контактной задачи сводится к определению усилий в вертикальных стержнях, обеспечивающих неразрывность деформаций фундамента и основания.
Расчет ведут смешанным методом строительной механики. Основную систему выбирают в зависимости от конфигурации фундамента и вида его загружения. Для фундамента симметричного очертания симметрично нагруженную заделку основной системы принимают по оси симметрии рис. III.34, в. Если требования симметрии не выполняются, то условную заделку помещают в конце фундамента.
Неизвестными в основной системе являются силы г, 2,., п в разрезанных контактных стержнях, а также кинематические факторы: угол поворота р0 и вертикальное перемещение у0 в условной заделке Для определения этих п 2 неизвестных составляется система из п канонических уравнений и двух уравнений статики.
Канонические уравнения выражают условие неразрывности деформаций, т. е. условие равенства осадок грунта прогибу фундамента в каждой точке контакта. Сравнения статики выражают условия общего равновесия основной системы.
Получены решения контактной задачи по методу Б. Н. Жемочкина, а которых используются другие модели основания например, модель лицеи но деформируемого слоя конечной толщины»

ii
DJi rniiLi.u
'v
Рис. HI.35. Схема к определению коэффициентов системы канонических уравнений 111.43:
I — характер деформирования фундаментной балки и основания при действии единич« пых сил; б —эпюра моментов фундаментной балки от единичных сил; i — прогиб фун« даментной конструкции от силы -1; 2 —кривая деформации основания от силы
к1‘
1
Система уравнений записывается в виде
Xj6n Х2б«2 X6f п1п У о р0а Aip О I 1,2,. , я;
2 Mt 2 xfld il t1
n rt
2 fo1 2 x.
Ill.43
11
где E — суммарный момент внешних сил относительно условной заделки; 2 — вертикальная составляющая суммарной внешней нагрузки на фундамент; at — расстояние от условной заделки
до точки 1 1,2 л; — перемещение в какой-либо точке
I по направлению силы Х от действия единичной силы lj 1. Aip — прогиб по направлению силы от всех внешних нагрузок на фундамент.
Полное перемещение в заданной точке 6 складывается из осадки основания fq и прогиба фундамента уц рис. III.35, а:
bi-fityt,. III-44
Для определения осадок основания для плоской и пространственной задач теории упругости пользуются формулами Б. Н. Жемочкина, которые могут быть представлены в виде
fil k,Flit III.45
гдеу kf—жесткостная характеристика основания, зависящая от параметров Е, v и вида напряженного состояния основания; Ft — осадка основания в точке i от единичной силы, приложенной в точке , при жесткостной характеристике основания kf 1.
Прогиб фундаментной конструкции определяется по формуле Максвелла — Мора, которая в случае действия единичных сосредо-
7 195

точенных сил и постоянной жесткости рис. III.35, б записывается следующим образом
yif Kt toib III.46
где
««-?’ »?-?• ш-47 ka,f —жесткая характеристика фундамента, учитывающая вид напряженного состояния конструкции; Щ — прогиб фундамента в точке i от действия единичной силы X 1 при fes, 1; с — расетояние между соседними фиктивными опорными стержнями; at и а — соответственно расстояния от условной заделки до точек i и .
Если а,а, то в формуле 111.47 величины ai и а следует поменять местами.
Из выражений II 1.43. II 1.45 получают расчетную формулу для определения параметра 6, который является полным перемещением б, деленным на коэффициент жесткости основания kf. Выражение для определения параметра б имеет единообразный вид для различных случаев напряженного состояния основания:
й Fif а, 0,-, III.48
где аг ks,f kf — коэффициент, зависящий от соотношения жесткостных характеристик основания и фундамента.
Коэффициент аг вычисляется в зависимости от вида напряженного состояния основания по одной из формул табл. III. 18.
Для определения параметров Fj и составлены таблицы, в которых эти параметры приводятся в зависимости от соответствующих геометрических характеристик.
При деформировании основания в условиях плоской деформации или плоского напряженного состояния параметр Fj назначается по табл. III. 19 в зависимости от отношения хс, где х — расстояние от точки i до точки ; с — расстояние между фиктивными контактными стержнями. Отрицательные значения Fti получены потому, что в'условиях плоской задачи нельзя определить истинную осадку и в качестве нулевого уровня принято положение после деформации точки , в которой приложена вызывающая осадку сила i 1
Величина Ft в условиях пространственной задачи для фундамента шириной Ь определяется в зависимости от геометрических характеристик хс и Ыс табл. II 1.20.
Табл. III.21, составленная по формуле III.76, позволяет определить единичные прогибы Оц в зависимости от геометрических характеристик с'с и ас. Влияние прогиба фундамента уц на •начение полного перемещения б уменьшается с возрастанием собственной жесткости фундамента. Можно пренебречь прогибом при расчете перемещений, если величина аг, представляющая отношение жесткостных характеристик основания и фундамента, не превышает 0,02.
ieo

Таблица 111.18. Параметры жесткости агл при расчете фундаментных конструкций Методом Б. Н. Жемочкина
Вид расчета
Параметр
жесткости
Вид напряженного состояния
Условные обозначения
Пространственная задача
Плоская деформация
Блез учета жесткости верхнего строения
«г,0
nEdc4 6Е 1 - v2
лЕс3 1 —V2 6j 1 — v4
v и v— коэффициент Пуассона соответственно бетона фундамента, верхнего строения и основания
Efj —изгибная жесткость фундаментной конструкции
EISf — изгибная жесткость верхнего строения
Еа — модуль деформации основания с — расстояние между соседними фиктивными стержнями
С учетом жесткости верхнего строения при определении перемещений
от внешних сил
«гл
nEdcl
6sl-v
пЕдс2 1 — v2
6EIsf 1 -v2
на контакте верхнего строения и фундамента
аГ, 2
Г 1 j. 1 1
61—VL EIsf J
пЕисЦ—v2 Г 1 1
67—V» Щтш,
на контакте фундамента и основания
Г, 0
nEdc4 6 , 1-v2
зГЕаС 1 —Vs 6,1-

Таблица III. 19. Единичные осадки F для упругой полуплоскости
ХС
F
хс
F
хс
F
ХС
F
0
0
6
— 6,967
11
— 8,18
16
— 8,931
1
— 3,296
7
— 7,276
12
— 8,356
17
— 9,052
2
— 4,751
8
— 7,544
13
— 8,516
18
— 9,167
3
— 5,574
9
— 7,780
14
— 8,664
19
— 9,275
4
Б
— 6,154
— 6,602
10
— 7,991
15
— 8,802
Таблица III. 20. Единичные осадки F для упругого полупространства. Нагрузка по прямоугольнику для расчета балок
ХС
сх
Fti
bc23
Ьс 1
Ьс 2
Ьс 3
Ьс 4
Ьс »5
0
4,265
3,525
2,406
1,867
1,542
1,322
1
1
1,069
1,038
0,929
0,829
0,746
0,678
2
0,500
0,508
0,505
0,400
0,469
0,446
0,424
3
0,333
0,336
0,335
0,330
0,323
0,315
0,305
4
0,250
0,251
0,251
0,249
0,246
0,242
0,237
5
0,200
0,200
0,200
0,199
0,197
0,196
0,193
6
0,167
0,167
0,167
0,166
0,165
0,164
0,163
7
0,143
0,143
0,143
0,143
0,142
0,141
0,140
8
0,125
0,125
0,125
0,125
0,124
0,124
0,123
9
0,111
0,111
0,111
0,111
0,111
0,111
0,110
10
0,100
0,100
0,100
0,100
0,100
0,100
0,090
11
0,91
0,091
12
0,83
0,083
13
0,077
0,077
14
0,071
0,071
15
0,067
0,067
16
0,063
0,063
17
0,059
0,059
18
0,056
0,056
19
0,053
0,053
20
0,050
0,050
Свободные члены системы канонических уравнений 111.43 ДР представляют собой прогибы консоли основной системы от внешней нагрузки. В дальнейшем вместо А1Р используются параметры A'ip, представляющие собой отношение А1р к коэффициенту жесткости основания kf. Если точки приложения внешних сил совпадают с расположением контактных стержней, то для определения Ар используют формулу
t
Aip осг, о vit III.49
где Fv — внешняя вертикальная сила, приложенная в точке i t — количество внешних сил.
ДО

Единичные прогибы щ определяются по табл. III.21.
Если точки приложения внешних сил не совпадают с расположением контактных стержней, то по формуле Максвелла — Мора определяют перемещения Ар и, уменьшив их в kf раз, получают параметры А'1Р.
Определив значения всех параметров 6;' и Др, подставляют их в канонические уравнения системы III.43 и решают эту систему. В результате получают значения реакций отпора грунта в контактных стержнях. Ординаты ступенчатой эпюры контактных давлений устанавливают, используя формулу
Pi ШсЬ, III.50
где с — расстояние между контактными стержнями; Ь — ширина балочного фундамента или поперечной полосы для плоской деформации.
После этого для статически определимой основной системы защемленная консоль по правилам статики вычисляют изгибающие моменты и перерезывающие силы в теле фундамента.
Определенные таким образом моменты и силы в каждом сечении по длине относятся ко всему сечению продольному и поперечному фундамента. При этом распределение усилий в неперпендикулярном направлении принимается равномерным. Такое допущение, приемлемое для сравнительно узких балочных фундаментов, является произвольным при расчете плитных фундаментов.
Особенности приближенного расчета прямоугольных фундаментных плит по методу В. Н. Жемочкина. Точный расчет плит на упругом основании представляет значительные сложности. Для прямоугольных фундаментных плит с соотношением ИЬ 3 используется следующий приближенный способ расчета.
На первом этапе плита рассчитывается на внешние нагрузки как широкая балка длиной I; определяется распределение контактных напряжений в продольном направлении. На втором этапе уточняется распределение контактных давлений в поперечном направлении. Для этого вырезается поперечная полоса шириной 1 ми рассчитывается в условиях плоской деформации. Нагрузка на плиту принимается равномерно распределенной и численно равной полученному на первом этапе расчета контактному давлению в пределах вырезанной полосы.
Учет жесткости верхнего строения. Методы комплексного расчета сооружения и основания, позволяющие наиболее достоверно
Введение в систему уравнений III.43 параметров bj и Д;р взамен перемещений bij и Д1р позволяет упростить вычисления единичных коэффициентов и свободных членов. Однако такая замена не сказывается на конечных результатах, поскольку все слагаемые канонических уравнений делят на одно и то же число — коэффициент жесткости основания.
Конструктивные расчеты тела фундамента проводят в соответствии с рекомендациями пособий по проектированию железобетонных конструкций.
199

Таблица 41.21. Единичные прогибы atj балки
в
0,5
1
1.5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
0,5
1
0,25
0,625
1
1,375
1,175
2,125
2,5
2,875
3,25
3,625
—
2
3,5
5
6,5
8
9,5
11
12,5
14
1,5
—
—
6,75
10,125
13,5
16,875
20,25
23,625
27
30,375
2
—
—
—
16
22
28
34
40
46
52
2.5 3
3.5
А
—
—
—
—
31,25
40,625
50
59,375
68,75
78,125
54
67,5
81
94,5
108
85,75
104,125
122,5
140,875
•к
4,5
—
—
128
152
176
182,25
912,625
О
5,5
6
250
6,5
7
___
7,5
s
—
8,5
9
—
9,5
10
—
—
определить усилия в гибких фундаментах, отличаются трудоемкостью и требуют применения мощных ЭВМ. Поэтому разрабатываются приближенные способы оценки жесткости надземных конструкций при расчете гибких фундаментов. В приближенном совместном расчете системы основание — фундамент — верхнее строение рис. III. 36, рассматриваемом ниже, используется предварительно вычисленная жесткость надземного строения. Как указывалось в гл. I, предложены расчетные формулы для количественной оценки жесткости верхнего строения. Так, например, формула 1.1 позволяет определить изгибную жесткость многоэтажных каркасных вданий.
Исходя из метода Б. Н. Жемочкина представим расчетную модель задачи в следующем виде рис. II 1.36, б. Верхняя балка 2 эквивалентна по изгибной жесткости верхнему строению. Стержни, обеспечивающие контакт верхнего строения и фундамента, при передаче фундаментной плите усилий через колонны устанавливаются на расстояниях, равных шагу колонн. При сплошной передаче усилий фундаменту от надземных конструкций расстояния между контактными стержнями определяются требуемой точноё'йью расчета.
Основная система расчетной модели задачи рис. II 1.36, б при ее решении смешанным методом представлена на рис. III.36, в. Система канонических уравнений и уравнений равновесия для этой основной еистемы:
200

от сосредоточенных единичных сил
ОI
5«5
6
6,5
7
7,5
8
8,5
9
9,5
ю
4
4,375
4,75
5,125
5,5
5,875
6,25
6,625
7
7,375
15,5
17
19,5
20
21,5
23
24,5
26
27
29
33,75
37,125
40,5
43,875
47,25
50,625
54
57,375
60 jp
64,125
58
64
70
76
82
88
94
100
106
112
87,5
96,875
106,25
115,625
125
134,375
143,75
153,125
1625
171,875
121,5
135
148,5
162
175,5
189
202,5
216
229,5
243
159,25
177,625
196
214,375
232,75
251,125
269,5
287,875
306,25
324,625
200
244
248
272
296
320
344
368
392
416
243
273,375
303,75
334,125
364,5
394,875
425,25
455,625
486
516,375
287,5
325
362,5
400
437,5
475
512,5
550
587,5
625
332,75
378,125
423,5
468,875
514,25
559,625
605
650,375
695,75
741,125
—
432
486
540
594
648
702
756
810
864
—
—.
549,25
612,625
676
739,375
802,75
866,125
929,5
992,875
—
—
—
686
759,5
833
906,5
980
1053,5
1127
—
—
—
—
843,75
928,125
1012,5
1096,875
1181,25
1265,625
1024,0
1120
1216
1312
1408
1228,25
1336,625
1445
1553,375
1458
1579,8
1701
1714,75
1850,125
2000
III.51
ЭСоОО Xioi 202 X360S У-404 505 °Р Уо У о ф фа0 0;
Хою ”Ь 5бц Хг®12 “Ь 5313 f 414 “Ь Csis 4
Д 1р У» Уо ф ф 1 0;
Хого XjS21 Х2б22 Хз28 Xi2 Хбб25
24
У О У и ф 4'а2 0‘»
030 X1S31 X2fi32 X3Y33 434 ХъЗЬ Дзр
Уо у'о ф' фК 0;
5Со40 4 141 4 х242 4 X3S43 Х4844 Х5645 4Р
У о У о ф ф 4 0;
0®50 4 5tl®61 4 262 4“ 363 4“ 464 4“ Х5655 4“ 5Р 4
4- у о 4- Уо 4- ф; 4- ф,; ь —
4 «2 Х4 4“ б
Х4 4” Х6 Хо2 4” Xi 4 2 4 Х3, гд Х0 Xi, Х2, Х3 — усилия в стержнях, обеспечивающих контакт основания и фундамента; х4, Ъ — усилия в стержнях, обеспечивающих контакт фундамента и надземной конструкции; ф'0 и у0 — соответственно угол поворота и осадка условной заделки фундамента; Фо и yl — соответственно угол поворота и осадка условной заделки балки, заменяющей верхнее строение; Fvl и Fv2 — вертикальные усилия от верхнего строения на обрезе фундамента.
201

в
Рис. 111.36. Схемы к расчету фундаментных конструкций методом Б. Н. Жемочкина с учетом жесткости верхнего строения: а — система верхнее строение — фукдамрнт — основание; б — расчетная схема контактной задачи; 8 — основная система ври решении задачи смешанным методом; г — единичные эдюры моментов; — каркас верхнего строения; 2 — условная балка, эквивалентная по жесткости верхнему строению; — фунд ментяая конструкция Так же, как и при решении системы уравнений III.43, единичные коэффициенты 6 и свободные члены АР в системе III.51 заменяют на параметры 6 я А
Для системы уравнений III.51 определение единичных коэффициентов 6i в точках контакта, связывающих основание и фундаментную конструкцию, ведется с использованием выражения lII.4S на рис. III.36 точки i 0.3; f 0.5.
При определении коэффициентов 8 канонических уравнений III.51 в точках контакта верхнего строения н фундаментной кон¬

струкции на рис» Ш.З топки i — 4; 5 f 4; 5 используется выражение
8 a.r.2 0f, IIL52
где скг, я— параметр жесткости, зависящий- от вида напряженного
состояния табл. III. 18; ю — единичный прогиб табл. III.21.
Свободные члены 'iP определяются- по формуле
t
ip 1 II Г. 53
где Fvl — внешняя сила в точке t; t — количество внешних сил Fui.
Практические расчеты методом Б. Н. Жемочкина ведут в следующей последовательности.
1. Устанавливают исходные данные: а нагрузки на фундамент и места их приложения; б средние в пределах сжимаемой толщи модуль деформации Е и коэффициент Пуассона v основания; в иэгибную жесткость фундамента; г изгибную жесткость верхнего строения. при совместном расчете основания, фундамента и верхнего строения.
Анализируется вид напряженного состояния фундаментной конструкции. Если нельзя ограничиться балочным, расчетом, то жесткости по п. в, г определяются в двух направлениях.
2. С учетом вида напряженного состояния фундамента и основания, принимают расчетную модель задачи, устанавливая жесткие стержни в зоне контакта основания и фундамента. Если учитывать жесткость верхнего строения, то контактные стержни, устанавливаются в месте сопряжения фундамента и условной балки, эквивалентной по. изгибной жесткости верхнему строению.
3. Принимая для расчета смешанный метод строительной механики» определяют основную систему. Для этого контактные стержня заменяются неизвестными, уравновешенным» силами. а в центре при симметричном загружении фундамента постоянного сечения или на краю фундамента предусматривается, условная заделка.
4. Составляют канонические уравнения смешанного метода и уравнения равновесия. Неизвестными в полученной системе уравнений XI 1.43 или III.51 являются усилия в разрезанных стержнях , а также угол поворота р0 и осадка условной заделки у9.
5. Вычисляют коэффициенты 6 при. неизвестных fo и свободные члены канонических уравнений Др. При этом используются формулы, II 1.48, III.49 и III.52, а также соответствующие табл. III. 18 или III.20. При необходимости, составляющие полных перемещений б; определяют с использованием формулы Максвелла — Мора.
6. Решают систему уравнений IIL43 или III.51; рекомендуется использовать ЭВМ.
7. По формуле 111.49 определяют интенсивности контактных давлений и строят их эпюру.
8. Для фундаментов, которые необходимо рассчитывать в двух направлениях, по пп. 2.7 определяют распределение контактных
2ое.

напряжений в поперечном направлении. Расчет ведут на равномерно распределенную нагрузку, равную отпору грунта в пределах выделенной полосы.
Расчёт фундаментов из перекрестных балок ленточных ростверков является одной из наиболее сложных задач при проектировании фундаментов на упругом основании. Дополнительные трудности возникают при.оценке влияния крутящих моментов в узлах сопряжения балок, при учете распределительной способности основания и т. д. Один из приближенных методов расчета перекрестных лент предложен М. И. Горбуновым-Посадовым. Согласно этому методу, введя вначале значительные упрощения допущения, расчет проводят в первом приближении. Затем последовательно уточняют результаты предварительных расчетов.
Рассмотрим первую фазу расчета по М. И. Горбунову-Посадову, опуская последующие уточнения ввиду трудоемкости сопутствующих вычислений. Основные допущения сводятся к следующему:
1 грунт моделируют Винклеровым основанием см. 1.5, тем самым полагая, что балки ростверка, примыкающие к рассчитываемой ленте, не влияют на ее осадку;
2 сопряжение перекрестных лент предполагается шарнирным; при этом моменты от внешних нагрузок полностью воспринимаются той лентой, вдоль которой оли приложены. Таким образом, эффект кручения балок исключается.
Учитывая приведенные допущения, внешние вертикальные силы, приложенные в узлах, распределяют между стыкуемыми лентами, а задача сводится к расчету отдельных продольных и поперечных балок на Винклеровом основании.
Чтобы определить, какая часть вертикальной силы Fvt приложенной в узле сопряжения перекрестных лент, приходится на продольную балку ростверка составляющая F'v, а какая часть относится н поперечной балке составляющая F'', используются два условия.
1. В любом i-м узле ростверка i 1, 2, 3, , п сумма
неизвестных пока составляющих F'Vf, FSti должна быть равна йолной силе FVti, приложенной в этом узле:
FVtl Fvj F;ti, III.54
где n — количество узлов в рассчитываемом фундаменте.
2. Для поперечны и продольных балок, сходящихся в узле, необходимо удовлетворить требование о равенстве их прогибов в месте сопряжения. При моделировании основания по Винклеру это условие выполнимо при равенстве реактивных давлений грунта от продольной и поперечной балок, поскольку для такой модели основания осадки прямо пропорциональны давлениям. Для neggсекающихся в узле i загруженных продольной и поперечной балок рис. III. 37, а условие равенства реактивных давлений в месте сопряжения записывается в виде
п 12 t3 4
2 F'vj Ри 2 m'lPtj 2 K,k Pik 2 ntkPik, III.55
-i i fci ki
B04

Рис. 111.37. Схема к распределению узловых вертикальных сил между продольными и поперечными лентами ростверка: а — схема действующих нагрузок; б.г —типы узлов фундамента из перекрестных балов
где Fvj и т — соответственно вертикальная сила и изгибающий момент, приложенные в точке продольной балки; 1 и 2 — количество соответственно вертикальных сил F'Vt и изгибающих моментов т, приложенных к продольной балке на расстояниях не более 1,85 от узла i Fk и ml— соответственно вертикальная сила и изгибающий момент, приложенные в точке k поперечной балки; 3 и 4 — количество соответственно вертикальных сил Рил и изгибающих моментов ml, приложенных к поперечной балке на расстояниях не более 1,8S от узла ; рц и рц— реактивные давления в узле i, вызванные приложением в точке продольной балки соответственно единичной вертикальной силы и единичного изгибающего момента; рм и — реактивные давления в узле t, вызванные приложением в точке k поперечной балки соответственно единичной вертикальной силы и единичного изгибающего момента.
Реактивные единичные давления р и р определяются по таблицаШ'для расчета балок на Винклеровом основании.
—Ш1 Исследования показали, что на прогиб данной точки практически влияют лишь нагрузки, расположенные на расстоянии не более 1,8 S от этой точки, где 5 — упругая характеристика балки по формуле II 1.64.
В настоящем пособии даны сокращенные табл. IV. 24, IV.25, в которыя не приведены значения единичных р и р Полные данные см: 1, 375—380 табл. 71, 72J.
209

Решение системы 2п уравнений III.55 и 111.60 позволяет определить в каждом из п узлов ростверка составляющие вертикальных сил F'Vti и F’.i.
Рассмотренный способ распределения узловых составляющих вертикальных сил Fv и Fv можно упростить, введя допущение
о том, что прогиб в каждом узле ростверка вызывается лишь
нагрузкой, приложенной в этом узле. Как показывают исследования,. в этом случае прогиб под силой F0 на конце длинной балки
У1 2kFvbS. II 1.56
Прогиб под силой Fv в середине длинной балки
Ут — kF0l2bS, 111-57
где b — ширина балки; S — упругая характеристика балки; k — коэффициент постели. Параметры S и k определяются по формулам II 1.64, II 1.65.
Основываясь на условии III.54 и требовании о равенстве прогибов балок ростверка в узле стыкования, а также используя выражения III.56 и III.57, определяют составляющие7, и F для различных случаев сопряжения фундаментных лент рис. III.37, б, в, г яри этом исходят из постоянства коэффициента постели для стыкуемых балок.
Для узла с сопрягающимися средними частями взаимно перпендикулярных балок рис. III.37, б:
Ада kF;2bX, Ш,58
где bL и 62 — ширина балок соответственно продольного и поперечного направлений; St и а — упругие характеристики балок соотьетственно продольного и поперечного направлений.
Решение системы уравнений III.58 относительно составляющих Fv и F’ дает
F° b1S11b2S2Fv' Ш.59
1П-60
Для узла со стыкующимися средней частью балки одного направления с концом балки другого направления рис. III.37, в сила Fv распределяется следующим образом:
F’i '«•»
'«•
В узле, где стыкуются концы взаимно перпендикулярных балок
рис. III.37, г, составляющие F„ и F распределяются в соответ¬
ствии с зависимостями III.59 и III.60.
Мб

Таким образом, расчетные фор- хр, ег
мулы III.59.III.62 позволяют W ю
, ХгФ2
с Хгс52,в
упрощенно оценить распределение вертикальных сил F01 между лентами, образующими ростверок.
После того как составляющие
К а К определены одним из при- Рис Ш38 к определению расчетведенных способов во всех узлах ной категории длитфх балок фундаментного ростверка, дальнейший расчет состоит в определении внутренних изгибающих моментов и перерезывающих сил в отдельных балках, образующих ленточный ростверок. Расчет ведут с помощью таблиц, для пользования которыми должны быть вычислены: коэффициент постели k, упругая характеристика 5 и приведенная длина балки X.
Коэффициент постели k определяют по приближенной формуле М. И. Горбунова-Посадова, которая учитывает распределительную способность основания:
fe -5- Л , 111.63
2 1 — v2 Ь In 4а
где F и v — соответственно модуль деформации и коэффициент Пуассона основания, средние в пределах сжимаемой толщи; а 1Ь — отношение длины балки к ширине ее подошвы.
Упругая характеристика балки
s i
Иг, Ш.64
где EJb—изгибная жесткость балки.
Приведенная длина балки
X lS. III.65
Значения X округляются до четного числа десятых.
Таблицы разработаны для различных расчетных категорий балок жестких, коротких, длинных. Критерием, позволяющим отнести балку к какому-либо расчетному виду, является приведенная длина X. Принято считать длинными балки, для которых X 2,5. Как правило, геометрические параметры перекрестных фундаментов позволяют отнести составляющие их балки к категории длинных.
В свою очередь, длинные балки подразделяются на бесконечные и полубесконечные в зависимости от у:
у с5, Ш.66
гдё с— расстояние от точки приложения данной нагрузки до ближайшего к ней конца балки.
Таким образом, одна и та же длинная балка в зависимости от места приложения нагрузки может быть отнесена либо к бесконечным,, либо к полубесконечным. Так, балка, показанная на рис. 111.38, при расчете на силы Fvl принимается полубесконечной. Расчет этой
207

же балки на силу FM должен производиться по расчетной схеме бесконечной балки.
Приу 2,8 расчет ведут по табл. 111.22, III.23 для бесконечных балок; при у с 2,8 используют табл. III.24, III.25 для полубесконечных балок. Табл. 111.22 позволяет определить единичные силовые факторы: изгибающие моменты М и перерезывающие силы Q при нагружении бесконечной балки сосредоточенной вертикальной силой.
Табл. II 1.23 предназначена для определения тех же силовых факторов при нагружении бесконечной балки сосредоточенным моментом.
Таблица II 1.22. Единичные значения изгибающих моментов М
и поперечных сил Q для расчета бесконечной длинной балки, нагруженной сосредоточенной силой Fv, по гипотезе коэффициента постели
1
м
5
1
м
Q
о,о
0,250
—0,500
2,6
—0,025
0,032
0,2
0,160
—0,401
2,8
-0,019
0,029
0,4
0,089
—0,309
3,0
—0,014
0,025
0,6
0,036
—0,226
3,2
—0,010
0,020
0,8
—0,002
—0,156
3,4
—0,006
0,016
1,0
—0,028
—0,099
3,6
—0,003
0,012
1,2
—0,043
—0,054
3,8
—0,001
0,009
1,4
—0,050
—0,021
4,0
0,000
0,006
1,6
—0,052
0,003
4,2
0,001
0,004
1,8
—0,050
0,019
4,4
0,002
0,002
2,0
—0,045
0,028
4,6
0,002
0,001
2,2
—0,039
0,033
4,8
0,002
0,000
2,4
—0,032
0,033
5,0
0,002
—0,001
Таблица 111.23. Единичные значения изгибающих моментов М и поперечных сил Q для расчета бесконечно длинной балки, нагруженной сосредоточенным моментом т по гипотезе коэффициента постели
S
М
Q
м
5
0,0
0,500
—0,500
2,6
—0,032
0,013
0,2
0,401
' —0,483
2,8
—0,029
0,018
0,4
0,309
—0,439
3,0
—0,025
0,021
0,6
0,226
-0,381
3,2
-0,020
0,022
0,8
0,156
—0,318
3,4
—0,016
0,020
1,0
0,099
—0,254
3,6
—0,012
0,018
1,2
0,054
—0,195
3,8
—0,009
0,018
1,4
0,021
-0,142
4,0
—0,006
0,013
1,6
—0,003
—0,098
4,2
—0,003
0,010
1,8
—0,019
-0,062
4,4
—0,002
0,008
2,0
—0,028
—0,033
4,6
0,000
0,006
—0,033
—0,012
4,8
0,000
0,004
Ь
—0,033
0,003
5,0
0,001
0,002
т

Используя данные табл. II 1.22, II 1.23, определяют значения величин М и Q в различных сечениях балки в зависимости от приведенного расстояния xS, где х — расстояние от точки приложения внешней силы табл. II 1.22 или'момента табл. II 1.23 до требуемого сечения.
Табл. II 1.24, II 1.25 для полубесконечных балок также позволяют определить единичные силовые факторы М и Q при нагружении балки сосредоточенной силой или сосредоточенным моментом.
Табл. III.24, III.25 имеют два входа: по у и по . Значение величины “у определяется по формуле III.66 для конкретного нагружения данной балки. Величина x'S, где х' — расстояние от конца балки до сечения, в котором определяются искомые силовые факторы.
Расчет фундаментов из перекрестных лент ведут в следующей последовател ьности.
1. Устанавливают исходные данные: а средние в пределах сжимаемой толщи модуль деформации Е и коэффициент Пуассона v основания; б изгибаемую жесткость фундаментных лент «,, для чего предварительно принимают размеры поперечного сечения балок и марку бетона; в нагрузки на фундамент и места их приложения.
2. Вычисляют характеристики: а коэффициент постели k формула III.63; б упругую характеристику балки.S формула 111.64; в приведенную длину балки Я формула 111.65.
3. Для определения составляющих вертикальных нагрузок F'od и FZ.h приходящихся на отдельные ленты ростверка, используют точный или приближенный способы.
При использовании точного способа распределения нагрузок для ленточного ростверка, имеющего п узлов, составляется система уравнений, состоящая из п уравнений 111.54 и п уравнений 111.55. В уравнениях III.55 учитываются только нагрузки, находящиеся от данного узла на приведенном расстоянии у cS 1,8, где с — действительное расстояние от нагрузки до узла. Коэффициенты Pi и р при неизвестных Fva тв уравнениях III.55 определяются по 1, 375—550; для входных параметров таблиц 1 действительны рекомендации настоящего пособия для табл. III.24, III.25.
Решают систему уравнений 11.54 и 111.55, определяя составляющие вертикальных нагрузок FVi t, действующие в продольном F'o, и поперечном F, направлениях.
При приближенном способе определения в зависимости от типов сопряжения фундаментных лент F'„,i и F,t используют соответствующие расчетные формулы III.59.III.62.
4. Проверяют достаточность геометрических размеров поперечного сечения балок исходя из принятого распределения нагрузок. Необходимо, чтобы ширина подошвы Ь обеспечивала условие р R. Рабочая высота сечения h0 проверяется по условию III.38 или II 1.39.
209

Таблица 1Н.24. Единичные значения М и Q для расчета полу€есконечной балки, нагруженной моментом m
1
0.0
0,4
0.8
1.2
1.6
2Д
2,4
2,8
0,0
0,000
0,000
0,000
М
0,000
0,000
0,000
0,000
0,000
0,4
0,878
—0,114
—0,088
—0,058
—0,032
—0,013
—0,002
0,003
0,8
0,635
0,646
—0,298
—0,211
—0,127
—0,062
—0,019
0,004
1,2
0,390
0,400
0,459
—0,424
—0,282
—0,158
—0,068
—0,013
1,6
0,196
0,204
0,251
0,359
—0,481
—0,307
—0,164
—0,064
2,0
0,067
1 0,071
0,104
0,184
0,320
—0,498
—0,311
—0,161
2,4.
—0,006
—0,003
0,015
0,066
0,163
0,311
—0,500
—0,310
2,8
—0,037
—0,036
—0,027
—0,001
0,057
0,158
0,310
—0,499
3,2
—0,043
—0,043
—0,041
—0,031
—0,003
0,056
0,158
0,310
3,6
—0,037
—0,037
—0,038
—0,038
—0,029
—0,002
0,056
0,158
4,0
—0Г026
—0,026
—0,029
—0,033
—0,035
—0,028
—0,002
0,056
4,4
-0,016
—0,016
—0,018
—0,023
—0,030
—0,033
—0,028
—0,002
4,8
—0,007
-0,007
-0,010
—0,014
—0,021
—0,029
—0,033
—0,028
5,2
—0,002
—0,002
—0,004
—0,007
—0,013
—0,020
—0,028
—0,033
6,6
0,000
0,000
0,000
—0,002
—0,006
—0,012
—0,020
-0,029
0,0
М
0,8
1,2
1,6
2,0
2.4 2,8
3.2 3,6 4,0
4.4
Ь8
6.2
М
0,000 —0,522 —0,645 0,172 0,208 0,179 0,128 0,078 0,038 0,012 —0,002 —0,00 —0,009 —0,007 —0,005
0,000 -0,505 —0642 —0,054 0,045 0,080 0,079 0,061 0,040 0,022 0,009 0,001 —0,002 —0,003 —0,003
0,000 —0,408
—0,283 —0,125 —0,027 0,023 0,040 0,039 0,031 0,020 0,011 0,005 0,001 —0,001
0,000 —0,276 —0,476 —0,485 —0,315 —0,157 —0,053 0,005 0,030 0,035 0,030 0,021 0,012 0,006 0,002
0,000
-0,158
-0,317
0,279
0,478
-0,322
-0,163
-0,057
0,003
0,029
0,035
0,030
0,021
0,013
0,006
0,000 —0,071 —0,177 0,127 0,285 0,484 —0,318 —0,160 —0,055 0,004 0,02 0,035 0,030 0,021 0,013
0,000 —0,017 —0,076 0,031 0,137 0,295 0,492 —0,313 —0,158 —0,054 0,004 0,029 0,034 0,029 0,021
0,000
0,011
—0,015
—0,019
0,041
0,147
—0,303
—0,497
-0,310
—0,156
0,054
0,004
0,029
0,034
0,029
Таблица III.25. Единичные значения М и Q щля расчета полу€есмонечиой балки, нагруженной смой
V
1
0.0
0,4
а,»
из
1.
2,0
2,4
г,8
0.0
0,000
0,000
0,000
0,000
0,000
0,000
0,000
' LK ' 0,000
0,4
—0,261
0,091
0,050
0,021
0,003
—0,005
—0,008
—0,007
а,9
•0.322
—0,067
0,201
0,090
0,032
—0,005
—0,021
—0,023
ii
—0,281
—0,124
0,046
0,251
0,110
0,023
—0,021
—0,036
—0,202
—0,123
-0,003
0,086
0,261
0,104
0,011
—0,033
о

Продолжение табл. 111.25
V
1 ,
0.0
0.4
0,8
1.2
16
2.0
2,4
23
2,0
—0,123
—0,096
—0,062
—0,006
0,093
0,256
0,096
0,002
2,4
—0,061
—0,063
—0,062
—0,046
—0,002
0,090
0,252
0.091
2,8
—0,020
—0,354
—0,048
—0,054
—0,045
—0,004
0,088
0,250
3,2
0,002
—0,018
—0,032
—0,046
—0,054
—0,045
—0,004
0,088
3,6
0,012
—0,001
—0,018
—0,033
—0,047
—0,054
—0,044
—0,003
4,0
0,014
0,005
—0,008
—0,020
—0,033
—0,046
—0,053
—0,044
4,4
0,012
0,005
—0,001
—0,010
—0,020
—0,033
—0,046
—0,053
4,8
0,008
0,005
0,002
—0,003
—0,010
—0,020
—0,032
—0,045
5,2
0,005
0,003
0,003
0,001
—0,003
—0,010
—0,020
—0,032
5,6
0,002
0,000
0,003
0,002
0,001
—0,003
—0,010
—0,020
Q
0,0
0,000
0,000
0,000
0,000
0,000
0,000i
0,0001
0,000
0,4
—0,356
0,436
0,252
0,115
0,028
—0,016
—0,033
—0,033
0,8
0,009
—0,248
t,500
0,281
0,123
0,025
—0,025
—0,041
1,2
—0.562
—0,566.
—0,582
—0,564
—0,454
—0,308
—0,176
—0,079
1,6
—0,404
—0,411
—0,447
—0,502
—0,519
—0,435
-0,304
—0,180
2,0
—0,246
—0,253
—0,290
—0,366
—0,456
—0,499
—0,430
—0,307
2,4
—0,123
—0,127
—0,159
—0,227
—0,330
—0,440
—0,495
—0,433
2,8
—0,041
—0,044
—0,064
—0,115
—0,202
—0,319
-4,438
—0,497
3,2
0,005
0,003
—0,008
—0,040
—0,102
—0,198
—0,318
—0,439
3,6
0,024
0,024
0,018
0,002
—0,034
—0,099
—0,196
—0,318
4,0
0,028
0,028
0,026
0,020
0,003
—0,034
—0,099
—0,196
4,4
0,023
0,024
0,024
0,024
0,019
0,002
—0,034
—0,099
4,8
0,016
0,017
0,018
0,021
0,022
0,018
0,002
—0,034
5,2
0,010
0,010
0,012
0,015
0,019
0,022
0,018
0,002
5,6
0,005
0,005
0,006
0,009
0,014
0,018
0,021
0,018
5. Рассчитывают отдельно каждую продольную и поперечную балки, на которые расчленен проектируемый фундамент из перекрестных лент. Для этого выполняют следующие операции:
а по табл. 111.26 определяют расчетную категорию балки при учете каждой из действующих нагрузок. Для этого вычисляют приведенные расстояния от нагрузки до ближайшего конца балки Vlirt cS, округляя данные до четного числа десятых. Верхний индекс при yrt обозначает, до какого конца балки левого или правого принимается расстояние с. Если у2,8, то балка при расчете на t-нагрузку принимается бесконечной, а при 2,8 балку считают полубесконечной при расчете на силу Fm,t ооб устанавливают те сечения балки, в которых будут вычисляться значения изгибающих моментов М и перерезывающих сил Q, в число которых обязательно входят: места приложения нагрузок, точки пересечения с перпендикулярными балками, середины расстояний между узлами. Расстояния от левого конца балки до принятых сечений вносятся в табл. 111.27, гр. 1;
211

Таблица 111,26. Определение расчетной категории длинной
фундаментной балки
Силовые
факторы
Расстояние от ближайшего конца балки до •го силового фактора, см
Относительное расстояние до ближайшего конца балки
Расчетная категория балки для t-го силового фактора
Pf, mt
Ci
Y i cS
Pi’, т
Таблица II 1.27. Определение усилий в длинной балке при расчете фундаментов из перекрестных лент
характерной точки
н
Приведенные расстояния С при расчете на на грузки
Единичные моменты М от нагрузок Я 1 при соответствующих им значениях у
Действительные моменты Mi в характерных точках балки от нагрузок Я
Ем
N
0,
9
Q,
to
Q,
.л
Q,
се С Q, 0.
.11
JI оГ
М2
« II
п 0.
. II
о, Р-
М,
М2
Щ-1
М,.
Sr
.Ss
Irt
М
.Мп-1
мп
в гр. 2 табл. 111.27 вносят приведенные расстояния g, xS, где S — упругая характеристика балки; значения принимаются с точностью до десятых;
для нагрузок F„,z,., FViS, при расчете на которые балка рассматривается как бесконечная, в соответствующие вертикальные графы табл. III.27 вносятся значения величин г 5, определя¬
емые по формулам:
6, “6,-1 III.67
6. 6,-Л 111.68
значения. , s определяются для каждого сечения балки;,
д заполняется графа значений г, необходимых для расчета на нагрузки, расположенные вблизи правого конца и позволяющее считать балку полубесконечной; в каждом сечении балки
1г, Ь- 111.69
е' при действии t нагрузок заполняются t вертикальных граф вначениями той единичной величина, для которой предназначена
212

табличная форма табл. II 1.27 предназначена для определения изгибающих моментов. Графы заполняются с использованием табл. Ш.22.Ш.25в зависимости от параметров 7 и . При этом возможна линейная интерполяция.
Для определения расчетных величин Q составляется отдельная форма, причем приведенные расстояния h, г,., s, lrt в этой форме принимаются теми же, что и в табл. II 1.27;
ж в вертикальные столбцы действительных расчетных величин Мх, Ми,.— применительно к табл. 111.27 подставляют значения, определенные по следующим формулам перехода: при нагрузке силой Fv, кН,
Q QF0, кН; III.70
М MFVS, кН • м; при нагрузке моментом т, кН • м,
Q QmS, кН; Ш 71
М ±Мт, кН • м.
При двойных знаках в формулах III.70, III.71 верхний знак относится или к правой половине эпюры бесконечной балки, или к случаю нагрузки полубесконечной балки вблизи левого конца. Нижний знак относится к противоположным случаям. Момент т считается положительным, если он действует по часовой стрелке.
Значения Q см. табл. III.25 и М см. табл. III.24 относятся к значению поперечной силы или момента в сечении, расположенном непосредственно левее загруженного в предположении, что нагрузка расположена вблизи левого конца балки. Значение Q для сечения, расположенного непосредственно правее точки приложения силы Fv, будет Q — 1. Аналогичное значение момента М будет М 1. При нагрузке вблизи правого конца балки значения О и М относятся к сечению, лежащему непосредственно правее загруженного. Для сечений, расположенных левее нагруженного конца балки, значения Q и М будут Q -f 1 и М — 1 значения М, Q даны по главной диагонали слева;
и сумма значений расчетной величины для каждого сечения выписывается в гр. 18 табл. 111.27 и представляет собой окончательное значение данной расчетной величины в данном сечении.
ПРИМЕРЫ
.Цример 21. Определить генеральные размеры отдельно стоящего фуамента под колонну одноэтажного промышленного здания, конструктивные особенности которого рассмотрены в примере 1.
Здание возводится в г. Харькове на площадке I с инженерно-геологическими характеристиками, представленными в табл. 1.20 и на рис. 1.27. Проектируемый фундамент расположен вблизи скважины 2.
213

Как установлено в примере 10, в качестве основания фундамента в данных условиях целесообразно принять слой 2, залегающий в диапазоне глубин 0,7.2,9 м.
Принимая для проектирования стаканные фундаменты серии 1.412 см. табл. III. 11, определяем минимальную высоту фундамента — 1,5 м типоразмер по высоте — 1. Поскольку обрез подобных фундаментов располагается по планировочной отметке — 0,15, то глубина заложения фундамента составит 1,65 м от отметки пола. Указанная высота фундамента превосходит расчетную глубину промерзания см. пример 10, а так как других ограничений на глубину заложения фундаментов исходные данные не содержат, она принимается как окончательная.
Расчет ведем в соответствии с рекомендациями § III.3.4.
1. Нагрузки Fv, М, Fh на обрезе фундамента даны в примере 1. По формуле III.22 определяем изгибающие моменты по подошве Mf, х для обеих комбинаций нагрузок:
комбинация 1 — Мх 194 кН • м; ■„ 512 кН; Fh 35 кН;
Mf. х 194 35 • 1,5 246,5 кН м;
комбинация 2 —Мх 103 кН • м; F 924 кН; Fll 3 кН;
Mf,x ЮЗ 3,0 • 1,5 107,5 кН • м.
2. Определяем параметры, входящие в расчетные формулы.
Физико-механические характеристики грунтов основания в соответствии с табл. 1.20 при расчете по II предельному состоянию Тт, 15,9 кНм3; си 2 кПа; фн 26°24'; 15,9 кНм3; R0—
250 кПа.
Коэффициенты условий работы ус1 и назначаем по табл. III.2. При опирании фундамента на пылеватый маловлажный песок Vd 1,25; для здания с гибкой конструктивной схемой ус2 Ь0.
Коэффициент надежности составляет k 1,1, так как механические характеристики грунтов приняты по таблицам, а не в результате испытаний.
Безразмерные коэффициенты Wv, Mq и Мс приняты по табл. Ш.2 в зависимости от угла фц 26° 24' и равны Mv 0,87; Mq 4,51; Мс 7,02.x
3. Определяем ширину подошвы Ь при действии только центральной нагрузки, равной Fv 924 кН.
Растет ведем методом последовательных приближений, загголчяя табл. 111.28.
3 цикле I по формуле III. 17 определяем Ьг:
bi. sgYr„ — ус V250-20- 1.5 2,04 M-
Для адаиия без подвала при db 0 по формуле III. 14 определяем ;jh
Rl lbl MMVn М АтЬ МсСи - д-°0,87 • 1. 2,04 • 15,9 4,51. 1,6.15,9 7,02 • 2,0 ■
170 кПа.
2И

Таблица 111.28
Рассчитываемый параметр
1
II
in
Исходные значения Rt, кПа
250
170
178,6
Получаемые по формулам III. 17 и
2,04
2,57
2,49
III. 14 значения bi и Ri
170
178,6
177,3
Цикл вычислений
Проверка условия 111.24
'-ШИ259
Здесь kz 1, так как ширина подошвы 6110м.
В цикле II:
t2 j 170 — 20 • 1,5 2’®7 М’
R212t;1,0 °»87 • ,° •25? •15’9451 • 5 •15-97'°2 • 2-°
178,6 кПа.
Проверяем выполнение условия III.24:
11 — 2,67:2,04 0,259 0,10.
Условие III.24 не выполняется, переходим к циклу III:
ЬзУГ 178,6 — 20 • 1,5 2,49 М;
Я8 LE5_lM0,87 • 1 • 2,49. 15,9 4,51 • 1,5. 15,9 7,02 • 2,0
177,3 кПа.
Проверяем выполнение условия II 1.24:
11 — 2,49 : 2,57J 0,025 0,10.
Условие выполняется, следовательно, требуемая ширина подошвы Ь 2,49 м.
По табл. II 1.10 принимаем фундамент типоразмера 8 с размерами подошвы 2,4 х 2,7 м. Для колонны сечением 800 х 400 мм по табл. III.9 следует принять подколонник типа В. Таким образом, выбираем типовой фундамент ФВ-8-1 с расходом бетона 4,7 м3 см. табл. III.12. Принимая удельный вес железобетона фундамента
215

fl 24 кНм3 и учитывая, что 15,9 кНм3, вычисляем собственный вес фундамента и грунта на его уступах:
Gf 4,7 • 24 2,4. 2,7 • 1,5 — 4,7 15,9 194 кН.
Расчетное сопротивление грунта основания для принятого фундамента
R 0,87 • 1 • 2,4 • 15,9 4,51. 1,5. 15,9 7,02. 2,0
168,7 кПа.
4. Проверяем выполнение условий III. 1, III.2 для обеих комбинаций нагрузок:
р' S2,42J 109,0 168,7 кПа;
Р' f;42j 172,5 168,7 кПа;
_F» Gt , _ 512 194 6 - 246,5 _ -
Рта A Wx 2,4 2,7 2,7». 2,4 1УО°.
168,7 • 1,2 202,4 кПа;
Pm ах 2,7'°2,4 2093 202«4-
Для второй комбинации усилий неравенства III. 1 и II 1.2 не выполняются, однако увеличивать ширину подошвы фундамента преждевременно до расчета осадок. Расчет вертикальных деформаций, проведенный для данного фундамента в примере 13, показал, что фактическая осадка составляет менее 40 предельно допустимой 2,32 г 8,0 100 29 . В этом случае возможно увеличение расчетного сопротивления грунта основания в 1,2 раза, причем повышенное расчетное сопротивление не должно вызывать деформацию основания более 50 предельно допустимой осадки. Для выполнения условий III.1 и III.2 в данном примере требуется незначительное увеличение R в 1,03 раза, поэтому нет необходимости в пересчете осадок.
б. Проверка прочности слабого подстилающего слоя. Поскольку ниже пылеватого песка пласт 2, на который опирается подошва фундамента, залегает менее прочный мягкопластичный суглинок пласт 3, необходима проверка подстилающего слоя см. III.4.
Определим напряжение от собственного веса грунта и дополнительное напряжение на кровле проверяемого суглинка, используя рис. 11.25. Напряжение от собственного веса грунта az« 2 48,4 кПа. Дополнительное напряжение огр.2, кПа, определяем как промежуточное между напряжениями на границах 3-го элементарного слоя, в пределах которого находится кровля проверяемого геологического слоя
- 90,9 118,ffs’9’9f- -98,8.
216

Вертикальная сила на подошве фундамента F„, 1118,4 кН. Площадь подошвы условного фундамента на кровле проверяемого слоя вычисляется по формуле 111.27:
Аг F0. ,югр г 1118,4:98,8 11,31 м2;
Ьг VАг а2 — а V П ,31 — 0,152 — 0,15 3,34 м,
где а — полуразность размеров подошвы рассчитываемого фундамента, а 2,7 — 2,4 : 2 0,15 м. Физико-механические характеристики проверяемого слоя, необходимые для вычисления расчетного сопротивления этого грунта, следующие: с 15,6 кПа; р 15°36; 7П 18,8 кНм3; Yn 15,9 кНм3. По табл. III.2 при Ф 15,5 Му 0,34; М„ 2,36; Мс 4,92. Коэффициенты условий работы 7с1 и Ycg принимаем по табл. II 1.1: для суглинка мягкопластичной консистенции Yd 1,1' Для фундамента гибкого здания Yc21»0. Коэффициент надежности Л 1,1, так как прочностные характеристики слоя приняты по таблице. Глубина заложения условного фундамента от планировочной отметки 2,8 м глубина залегания слабого слоя.
Сопротивление грунта проверяемого слабого слоя рассчитываем по формуле III. 14:
Rt • 3,34 • 18,8 2,36 • 2,8 • 15,9 4,92 • 15,6
203,1 кПа.
Проверяем выполнение условия III.25:
Oz Огй, г ®гр, г R.Z 48,4 -J- 98,8 С 203,1.
Таким образом, принятые ранее размеры подошвы фундамента 2,4 х 2,7 м могут быть оставлены без изменения.
Пример 22. Определить ширину подошвы ленточного фундамента под наружную и внутреннюю стены для жилого здания, конструктивные особенности которого рассмотрены в примере 2. Предусмотреть возможность устройства прерывистых фундаментов.
Здание возводится в г. Харькове на площадке II с инженерногеологическими условиями, представленными на рис. 1.27 й в табл. 1.20.
1. Исходные расчетные параметры. Как показывает анализ конструктивных особенностей здания и инженерно-геологических условий, выполненный в примере 11, заложение фундаментов должно быть ниже планировочной отметки на глубину 1,2. 1,3 м и на
1,4.1,5м ниже поверхности земли. С учетом применения сборник ленточных фундаментов см. табл. III.5 и III.7 с высотой фундаментных плит 0,3 0,5 м и высотой стеновых блоков 0,58 м уточненная глубина заложения фундаментов составляет 1,34 1,54 м ниже планировочной отметки рис. III.39.
При подсчете нагрузок на фундаменты данное здание классифицируется как имеющее жесткую конструктивную схему см. пример
2, поэтому вертикальная сила передается фундаменту без эксцен¬
217

W2M
Рис. 111.39. К расчету сборного ленточного фундамента
триситета. Горизонтальная сила от бокового давления грунта на стену подполья, воспринимаемая перекрытием первого этажа и по лом подвала, в расчете не учитывается.
Поданным примера 4, вертикальная нагрузка по длине на уровне планировочной отметки на фундамент наружной стены составляет f1 329,2 кН, на фундамент внутренней стены —
— fl2 467,3 кН. Нагрузки п приняты с коэффициентом надежности по нагрузке Y l, поскольку ширина подошвы назначается из условия III.1 р R, являющегося условием расчета по деформациям. Расчетные значения физико-механических характеристик слоя 2 площадки II, залегающего под подошвой фундамента, принимаем по табл. 1.20: Yu 17,1 кНм3; с1Х 25 кПа; рп 15° 26'; R0 200 кПа.
В качестве уй принимаем удельный вес грунта обратной засыпки 17,0 кНм8. Глубина подошвы фундамента от уровня планировки db 1,34 м. Приведенная глубина наружных и внутренних фундаментов от пола подвала db определяется при следующих исходных данных см. рис. III.39: толщина пола подвала hef 0,1 м; толщина слоя грунта выше подошвы фундамента со стороны подвала hs 0,4 м; удельный вес конструкции пола подвала ус 22 кНм8.
Согласно формуле III.21, приведенная глубина наружных и внутренних фундаментов от пола подвала, м,
, dm hs he fyciУ'и 0,4 0,1 22,0:17,0 0,53.
Расстояние от уровня планировки до пола подвала db в соответствии с рис. II 1.39 составляет 0,82 м.
При фп 15,5° см. табл. III.2 определяем безразмерные параметры: Л1т 0,34; М9 2,36; Мс 4,92.
Коэффициенты условий работы Yci и Уез принимаются по табл.
III.1. Для суглинка с текучестью Jl 0 0,25 коэффициент ус2 1,25. В соответствии с анализом, проведенным в примере 2, данное здание при определении расчетного сопротивления относится к зданиям с жесткой конструктивной схемой, причем отношение длины здания L 52 м к его высоте Я 27 м составляет жоло 2. С использованием интерполяции коэффициент у а 1,08. коэффициент надежности принят равным k 1, так как деформативно-прочностные характеристики грунтов, используемые в расчете, определены в натурных испытаниях. Коэффициент кг, входящий в формулу III.14, примем равным кг 1,0, поскольку ожидаемая ширина фундамента заведомо меньше 10 м.
318

2. Определение ширины подошвы фундамента под наружную стену. Расчет ведем методом последовательных приближений по формулам III.14 и III.16.
Используя формулу III. 16, определим ширину подошвы Ьъ м, в первом приближении:
bi fR0 — Vcsd 329,2: 200 — 20,0. 1,34 1,90.
Подставляя значение Ьг в формулу III. 14, уточняем значение R, кПа:
Ri шр Mykzbyn МяйНЬГц 1 йьУп Мсси
1,25Гб-1— 0,34 • Ы,90 • 17,1 2,36 • 0,53 • 17,0 2,36— 1,0 х X 0,82 • 17,0 4,92. 25 235,2.
В цикле II ширина подошвы Ь2 определяется по формуле III. 16 с использованием значения Rt 235,2 кПа:
6а 329,2: 235,2 — 20 • 1,34 1,58 м.
Расчетное сопротивление R2 в цикле II
1,2511,08ГО,34 • 1 • 1,58 • 17,1 2,36 • 0,53 • L7.0 2,36—
— 1,00,82 • 17,0 4,92 • 25 232,73 кПа.
Сравниваем Ьг и Ьй:
11 — Ь2 11 — 1,58:1,90 0,168,
что больше допускаемого нормируемого значения 0,10. Следовательно, необходим следующий цикл вычислений.
В цикле III
Ъг 329,2: 237,3 — 20 • 1,34 1,598 м; Я, 232,87 кПа.
Сравнивая Ъ2 и Ь3, получаем:
11 — 1,598:1,5801 0,0058 0,10.
Таким образом, требуемая ширина подошвы фундамента под наружную стену составляет Ьс 1,60 м.
Типоразмер сборной фундаментной плиты будет определен ниже при анализе прерывистых фундаментов.
3. Определение ширины подошвы под внутреннюю стену. Расчет ведм методом последовательных приближений поформулам III. 14 и fill. 16. В цикле I
Ьг 467,3: 200 — 20-1,34 2,698 и » 2,7 м;
Rx 1’25i'01,08 О,34 • 1 -2,70. 17,1 2,36.0,53. 17,0 2,36 —
— 1,0 0,82. 17,0 4,92 • 25 241,52 кПа.
2Г9

В цикле II
b2 467,3: 241,5 — 20 • 1,34 2,176 м « 2,18 м;
R2 1,25101,0-0,34 • 1.2,18. 17,1 2,36 - 0,53. 17,0 2,36 —
— 1,0 0,82 • 17,0 4,92 • 25 237,41 кПа.
Сравниваем Ьг и Ь2:
1—2,18:2,70 0,192 0,10.
В цикле III
Ь2 467,3: 237,4 —20- 1,34 2,218 « 2,22 м; R3 237,75 кПа.
Сравниваем Ь2 и Ьа:
11 —2,22:2,181 0,018 0,10.
Таким образом, требуемая ширина подошвы фундамента под внутреннюю стену составляет bs 2,22 м.
4. Определение типоразмеров фундаментных плит.
Фундамент под наружную стену. Требуемая ширина подошвы Ьс 1,598 м практически совпадает со значением 6S 1,60 м — стандартным размером по ГОСТ 13580—85 см. табл. III.5. В этом случае, согласно условию 111.31, фундамент принимается непрерывным. По табл. II 1.5 принимаем фундаментную плиту марки ФЛ.16, поскольку в номенклатуре более экономичных плит с угловыми вырезами соответствующего типоразмера нет см. табл. III.6.
Фундамент под внутреннюю стену. Требуемая ширина подошвы Ьс 2,22 м, ближайшая стандартная плита см. табл. III.5 имеет ширину bs 2,4 м. Условие 6S — Ъс. 0,1 выполйяется, поэтому переходим к прерывистым фундаментам. В данном случае допускается превышение расчетного сопротивления грунта, поскольку ниже подошвы фундамента залегает непросадочный пылевато-глинистый грунт с JL —0,03 0,5, и территория г. Харькова не относится к сейсмическому району. По табл. III.5 в качестве бсновного элемента принимаем плиту ФЛ 24; 12 шириной bt 2,4 м, длиной 4 1,18 м и площадью Лч ljbs 1,18 • 2,4 ® 2,83 м.
В данном случае коэффициенты превышения расчетного сопротивления равны: 1,3 см. рис. III. 19, для прямоугольных
плит при Jl ■ 0,0 и k'd 4,13 табл. III.8, при Ьс 2,2, Ьь ,4. Для дальнейших расчетов принимаем меньшее значение k'd 03.
При требуемой площади непрерывного фундамента Л для сты длиной L 48,5 м, равной А 48,5 • 2,22 107,67 м, суммарную площадь, м2, прямоугольных плит в прерывистом фундаменте определяем по формуле III.32:
Аь - Alk'd 107,67:1,13 95,29.
220

Поформулам 111.33, 111.34 находим количество плит п и среднее расстояние между ними h, м, в прерывистом фундаменте:
п AbAs 95,29:2,83 « 34;
1Ь L —nln— 1 48,5 — 34 • 1,18: 34 — 1 0,253.
Заменим прямоугольные плиты типа ФЛ24 на более экономичные с угловыми вырезами, в данном случае на плиты марки Ф24.24 — 35в с площадью подошвы Asc 2,496 м2 см. табл. III.8. По формуле III.35 определяем фактическое значение коэффициента превышения расчетного сопротивления грунта:
kdf NLnAscR 520 • 48,5: 34 • 2,496 • 232,87 1,27, где N — суммарная нагрузка на подошве фундамента по длине на 1 м, которая с учетом веса фундамента равна: N fl1 Gsf 467,3 52,7 520 кНм.
Так как значение й1,27 меньше нормируемого значения kd 1,30, то принятые тип фундаментной плиты и расстояние между плитами считаем окончательными.
Среднее давление под подошвой прерывистого фундамента р, необходимое для расчета осадок, определяем как отношение суммарной нагрузки на всей длине стены к общей площади фундамента;
ffL GsfUn 467,3 • 48,5 52,7. 2,4. 34 25949 кН;
А 2,4 • 48,5 116,4 м2; р 25949:116,4 « 220 кНм2.
Пример 23. Определить габаритные размеры фундаментной плиты 4-этажного 3-пролетного промышленного здания с сеткой колонн 6x6м см. рис. 1.26 и длиной в осях 60 м.
Бетон плиты класса В20 с 7? 10 000 кПа, Rbt 950 кПа. Нагрузки от колонн на обрезе фундамента определены в примере 5 при коэффициентах надежности по нагрузкам: V 1 V 1 • При коэффициенте yf 1 для колонн: средних—•’1 3750 кН; крайних—FVj_i 2220 кН. При коэффициенте у 1 для колонн: средних—Fo-tfi 4150 кН; крайних—KVfi 2500 кН. Здание возводится на площадке III см. рис. 1.27, табл. 1.20. Выбор типа фундаментов для данных условий выполнен в примере 12.
Размеры надфундаментного строения в осях составляют 18 х X 60 м. Принимая консольные выступы плиты в поперечном и продольном направлениях равными 0,25 пролета 6 м, получаем размеры пли в плане 21 х 63 м. Как показано в примере 12, глубина заложения фундаментной плиты в данных условиях определяется ее конструктивным оформлением. Принимаем плоскую монолитную плиту со сборными подколонниками-башмаками рис. II 1.1, е. Для колонн сечением 400 х 600 мм сборные башмаки серийно не производятся. Примем башмаки стаканного типа, основываясь на конструктивных решениях элементов по ГОСТ 24476—80 рис. III.26, а,
221

табл. III. 15. Задаемся размерами башмака в плане 1300 х 1500, высоту примем 1050 мм, вес G » 352 кН. Высота плиты определяется из условия непродавливания ее подколенниками. Предварительно вычисляется среднее давление pVi под подошвой плиты от 18 средних и 26 крайних колонн при нагрузках с коэффициентом. надежности по нагрузкам V 1:
Р 18'41 а6'2500 °7 24 1223 кН“а
где 0,724 — вес 1м2 фундаментной плиты в первом приближении.
Рабочая высота плиты по формуле III.42 в случае более нагруженной средней колонны F0tfi 4150 кН:
h0 —0,25 ас Ьс 0,5 VF0Rb,yi,2 р
0,25 1,3 1,5 0,5 goo. 0,9122,3 355 м
где Уьъ 0,9, полагая, что условия эксплуатации конструкции не благоприятны с точки зрения наращивания прочности бетона. Учитывая защитный слой 0,05 м и необходимость унификации размеров, принимаем толщину плиты 0,6 м.
Таким образом, глубину заложения подошвы плиты от планировочной отметки по требованиям расчета и конструктивного оформления данного типа фундамента назначаем dx 0,6 1,05 « 1,65 м, где 1,05 — высота подколонника-башмака.
При принятой глубине заложения фундамента в качестве несущего слоя используется суглинок с характеристиками: сц 18 кПа; рц 19°; Yu 18,5 кНм8.
Определяем расчетное сопротивление грунта основания для фундаментной плиты шириной Ь 21 м. Для этого определим значения параметров, входящих в формулу 111.14. По табл. III.2 при Yu 19° безразмерные коэффициенты равны: Mv 0,47; Мч 2,88; Мс 5,57. Удельный вес грунта обратной засыпки принимаем Yii 17,5 кНм8. По табл. III.1 для суглинка с Jl — « 0,35 0,5 коэффициент Yci I »2. Здание, для которого рассчитываются фундаменты, имеет жесткую конструктивную схему. При отношении длины здания L 60 м к его высоте Я 14,5 м ЦН та 4, коэффициент по табл. III. 1, равен ул 1,0. Поскольку характеристики грунтов в расчете приняты по таблицам, то коэффициент k 1,1.
Коэффициент kv учитывающий размер подошвы Ь,
k2 ЪЬ 0,2 8 21 0,2 0,51.
'Ч'
Подставляя полученные значения параметров в формулу НГЛ4, получаем расчетное сопротивление грунта основания:
Я Ц_ЬО047. о,51. 21. 18,5 2,88. 1,65. 17,5 18. 5,Ь7 -
331 кПа.
222

F„2500kH 4150kH 4150kH
Q
77777777
Ось симметрии
Wummhmm
F 2S00kH USOkH WOkH 2S00kH l 6.0 ЩЩ. 6.0 i.
, 1 'Fn
Ji l X H
ШЪо
rWst
MXoWZ.4
r x f-x Ef16800kHq
’AWtT.
СУ0сб симметрии
J
2
1
0
1
2
3
2R
п
N
4.
Гч
fa
sh
st-
§
1
1
1
I
P'
Рис. 111.40. К расчету фундаментной плиты: а — фундаментная плита в условиях плоской деформации; б — расчетная схема задачи; в — основная система при решении смешанным методом; г — эпюра контактных напря
жений по подошве плиты
Определяем среднее давление по подошве фундамента jPVii учитывая вес плиты и башмаков при нагрузках с коэффициентами надежности по нагрузке V 1,
18 - 3750 26 222018 22 35,2 1ПС 01 1ЛО п Avf1 21 '68 0,6 • 24 110,2 кПа.
Условие II 1.1 р с R выполняется: 110,2 331.
Таким образом, принятые размеры плиты приемлемы. Толщина hs 0,6 м обеспечивает непродавливание фундамента колонной, а при размерах подошвы 21 х 63 м фактическое давление меньше расчетного сопротивления грунта основания R.
Пример 24. Определить усилия в плоской фундаментной плите 4-этажного 3-пролетного каркасного здания.
Габаритные размеры плиты в плане 21 х 63 м и толщина 0,6 м определены в примере 23. Жесткость верхнего строения EJgf 658,5 кН • м2 см. пример 3. Нагрузки на плиту: от средней колонны F 4150 кН, крайней — Fv 2500 кН см. пример
5. Основание характеризуется средним по глубине модулем деформации Ed 18500 кНм2. Коэффициенты Пуассона: для основания v 0,32; для бетона фундамента и надземных конструкций v 0,2.
Поскольку длина фундаментной плиты в 3 раза превышает ее ширину, расчет ведем для условий плоской деформации, вырезая в поперечном направлении полосу шириной 6 м, равную шагу рам каркаса см. рис. 111.40, а.
Используем принцип Б. Н. Жемочкина решения контактной задачи, расчетная схема которой с учетом жесткости верхнего строения представлена на рис. III.40, б. Расстояние между фиктивными
223

опорными стержнями на контакте с основанием с 3,0 м. Контактные стержни между верхним строением и фундаментом установлены в местах опирания колонн каркаса. Принимая во внимание симметричность загружения, основную систему смешанного метода строительной механики получим, предполагая жесткую заделку по оси симметрии. Неизвестными системы являются усилия в контактных стержнях Хо, Хх Хг Хз Хв а также осадки фундамента у'0 и балки у0, заменяющей верхнее строение, в месте условной заделки. Углы
поворота ср в месте заделки равны нулю в силу симметрии системы.
Система канонических уравнений имеет вид:
iAo Xioi Х2602 Х3603 х4о4 хАб Уо УеI Дпр 0; хАо Хбц Х2б12 -f X361S Х4614 Х5б15 у о у о ip — 0; ХДо XiS21 Х2б22 Х9б2з X4fi24 Х5б25 у'0 у 4- А2р 0; Хоао XiS3i Х2б33 X3S3S X4S34 XBS35 у'0 у0 4- Азр 0; Х04о Хб41 Х2б42 Хз48 Х4644 т Х6б45 у'о У о А4р 0; Хвво 5Ai Х2652 Х3б63 X4S84 Х5б65 Уо У о Двр 0;
Х4 Х5 Fvi FV2 6650;
Хо Xi Х2 Х3 Х4 Х5 0. J
Первые шесть уравнений выражают условия равенства нулю суммарных перемещений по направлению каждого из неизвестных Хо. Xi. Х2. Хз. Х4 Хв седьмое и восьмое — уравнения равновесия.
Для вычисления коэффициентов канонических уравнений определим характеристики изгибной жесткости. Жесткость фундаментной полосы EJsf шириной 6 м и высотой 0,6 м, выполненной из бетона класса В20 с Е„ 2,65 10е кНм2:
EJf 2,65 • 10е 2,862 • 10е кН • м2.
Параметры жесткости аг,определяются по табл. III.18 для случая плоской деформации:
' nEdc° 1 у» _ 3,14 • 1,85. 10 • 33 1 - 0,2» п АООО,
' Р 6 EJf 1 -V» 6 • 2,862 • 10» 1 - 0,32 “ u.uwe
_ 1- v» _ 3,14 1,85 10 З3 1 — 0,2® л m лс.
Г'1 6 EJsf 1 - v “ 6 • 6,585 • 10» 1 - 0,32» “ и-и1™
2 аг, о схг, 1 0,0338 0,0146 0,0484.
При определении коэффициентов 6ц на контакте фундамента и основания т. е. при i 0,1, 2, 3; 0, 1,2, 3 используется формула 111.48:
fi Ft, xr, ац,
где Рц принимаем по табл. III. 19 в зависимости от относительных расстояний хс х—расстояние между точками i и j; с 3,0 м— шаг опорных контактных стержней.
224

Параметр © принимаем по табл. II 1.20 в зависимости от относительных расстояний аЦс и ctjc см. рис. III.34, б. Осадка упругой полуплоскости Fh учитывается для одноименных сил Ъ 1 по обе стороны от условной заделки. Параметр Ftj для перемещений 6ц при 4,5 равен нулю:
боо 0; fi01 —2. 3,296 —6,592; 602 —2 « 4,751 —9,502;
603-2- 5,574 11,148; 6О4 0; 606 0; 6и 0-4,751 0,0338 • 2 —4,683; 612 —3,296 — 5,574 0,0338 • 5
—8,701; 613 —4,751 —6,154 0,0338 • 8 —10,634; fi14 —0,0338 • 8 —0,270; б1в —0,0338 • 2 —0,068;
622 —6,154 0,0338 • 16 —5,546; fia8 -3,296 — 6,602
0,0338 • 28 —8,834; fi24 —0,0338 • 28 —0,946; fi25 —0,0338 • 5 —0,169; fi33 —6,967 0,0338 • 54
—5,141; fi34 —0,0338 • 54 —1,825;
686 —0,0338 • 8 —0,270.
При определении коэффициентов fiij на контакте фундамента и верхнего строения, т. е. при t 4,5; 4,5, используется формула 111.52:
ЩI ссг, 2 •
fi44 0,0484 • 54 2,613; fi45 0,0484. 8 0,387;
6И 0,0484 • 2 0,097.
При вычислении коэффициентов А1р используют формулу II 1.53:
t
К «Л 1S
Лор 0; А1р 0; Д2Р 0; Дзр 0; — 2500 • 54
4150 • 8 0,0146 —2455,72; Д6р — 2500. 8 4150 • 2 х X 0,0146 —433,18.
Подставляя значения коэффициентов б If и А р в систему канонических уравнений, получаем таблицу?
Уравне¬
ние
0
X
X
х.
V
Уч
Свободные
члены
1
0
—6,592
—9,502
— 11,148
0
0
—1
0
2
—6,592
—4,683
—8,701
— 10,634
—0,270
—0,068
—1
— 1
0
3
—9,502
—8,701
—5,546
—8,834
—0,946
—0,196
—1
— 1
0
4
— 11,148
—10,634
—8,834
—5,141
—1,825
—0,270
—1
— 1
0
5
0
—0,270
-0,946
—1,825
2,613
0,387
—1
— 1
2455,7
6
0
—0,068
—0,169
—0,270
0,387
0,097
—1
— 1
433,18
7
0
0
0
0
1
1
0
0
6650
8
1
1
1
1
—1
—1
0
0
0
Ч» 8 8919
225

1850КН
Ось симметрии
F?f97QKH ПООкН 2200кН70нН d kj fij
1050кН 20кН 20кн 1900КН
Izxn.su I. , iyviцл IVII
Й й
2 3 4 56 7 6 9 10 11 12 13
6
Ось симметрии ф
1900КН 1900кН Ке
2 3 4 567
■6
24,0
12
6
13
Хс423,0кНм
24,0
48,0
Рис. 111.41. К расчету фундамента из перекрестных лент: а —схема и нагрузки на фундамент; б —нагрузки на поперечную балку Б-1; в — нагрузки ва продольную балку Б-5; г — поперечное сечение балки; д — геометрические размеры и характеристики материалов при определении ширины подошвы
Решение этой системы уравнений с использованием ЭВМ дает следующие корни: Хо 657; fa 1412; 1412; Хз 3168;
Х4 3307; Х5 3342.
Контактные напряжения по подошве фундамента, кНм, получают делением значений t на расстояния между соседними опорными стержнями:
Ро 438; рг р2 471; ра 1056.
Эпюра напряжений на контакте основания и фундамента представлена на рис. II 1.40. г, а в скобках для сравнения приведены значения контактных напряжений в результате расчета без учета жесткости верхнего строения.
Пример 25. Определить усилия в фундаментах из перекрестных лент, схема расчетных цагрузок на которые представлена на рис. 111.41, а.
Глубина заложения фундаментов — 1,7 м, основание представлено пылевато-глинистым грунтом с Jl 0,30, R0 160 кПа, средним по глубине модулем деформации Еа 30 000 кПа 3000 Нсм2 и коэффициентом Пуассона v 0,30. Другие физикомеханические характеристики основания, определенные в непосредственных испытаниях, даны на рис. III.41, д.
226

Здание с жесткой конструктивной схемой при отношении длины здания к его высоте, равном L Н 1,5.
Расчет ведем в последовательности, рекомендуемой в II 1.7.2.
1. Характеристики основания и нагрузки на обрезе фундамента заданы в условии задачи, что позволяет установить геометрические характеристики перекрестных лент.
Для предварительного назначения ширины подошвы ленточных фундаментов вырезаем одну из наиболее нагруженных полос ростверка, равную грузовой площади сил Fvb, Fvi, F, Fw FvS, FvS2 рис. III.41,a.
Принимая ширину подошвы одинаковой в продольном и поперечном направлениях и полагая равномерное распределение давления на грунт, определяем Ь с запасом примерно в 10 з
1,15 2 IcRo
__ 2780 2840 2100 2840 3800 3800: 2 , 0ю.
— 1,154-6 5,56 30,5160 — I.OUM,
где Fol — суммарная нагрузка в пределах вырезанной полосы;
S 1 — суммарная длина в осях фундаментных лент в пределах вырезанной полосы; 1,15 — осредненный коэффициент надежности по нагрузкам, с которыми вычислялись силы Fvl для расчета тела фундамента. Принимаем ширину подошвы 2,0 м.
Основываясь на рекомендациях III.7.1, принимаем тавровое сечение лент с размерами, показанными на рис. III.41, г. При этом задаемся высотой балки h 1,3 м. После распределения нагрузок на отдельные балки выполним проверку достаточности генеральных размеров Ь и h поперечного сечения балки.
Вычисляем геометрические характеристики принятого сечения рис. 111.41, г:
площадь поперечного сечения ленты
А 30 • 200 75 • 90 75. 10 12 • 10. 62,5. 2 14125 см2; статический момент относительно оси х—х Sx_x 200 • 30 • 15 75 • 9045 10 30 75 • 105 30
2Va • Ю • 62,513 • 10 30 710812 см2;
координата центра тяжести сечения
у0 SJA 710812:14125 50,32 см; момент инерции относительно центральной оси jXt _ 200_30з goo. 30 50,32 — 152 75. 90 х
X 130 — 50,32 — 452 75 121р3 75 1050,32 — 30 — 52
2 62’536103 62,5й 10 50,32 — 30 — 10 :32 194,833 • 106 см4.
227

Проведем расчет для балок: продольной Б-5 и поперечной Б-1 рис. III.41, а.
2. Определим расчетные параметры k, S, X. Коэффициент постели k находим по формуле II 1.63:
для балки Б-1
и я Ed 3,14 3000 7 37 Нсм8
Б-‘ “ т Г-Т'б1п4« Г 1 —0,3 200 • In 4 • 24 НСМ ,
где а 1Ь 48001200 24; для балки Б-5
I 3,14 3000 л л т Т 7 О
Лб-5 — -у j _ о,3 200 In 4 • 7,5 “ ‘
Упругие характеристики балок Б-1 и Б-5 определяем по формуле 111.64, приняв модуль упругости бетона балок Е 2,9 X X 10® Нсм2:
_ Ш - 44. 2,9г ю». 1,94833- 10» _
Б-1 — У bk У 200 7,37 ’
С 44. 2,9. 10е • 1,94833- 107 KQ1 Sb4 У 200 :9,90 581 СМ-
Характеристику гибкости балок А, находим по формуле III.65s
для балки Б-1 1S 4800:625 7,68 2,5; для балки Б-5 А, 1500:581 2,58 2,5.
В обоих случаях к 2,5, следовательно, балки Б-1 и Б-5 относятся к категории длинных.
3. Определяем составляющие нагрузок Fvi на рассчитываемые балки с использованием приближенного способа распределения сил. Поскольку поперечные сечения стыкуемых балок приняты одинаковыми, расчетные формулы III.59.III.61 упрощаются для узлов:
Г-и крестообразных
F'oi Pvt Fotr2;
Т-образных
F'vl 4j5Fot; Fvt l5Fol,
где F'vl и Fvl — составляющие нагрузки Fvi, приходящиеся на стыкуемые балки; при Т-образных узлах составляющая F относится к балке, стыкуемой торцом. Нагрузки на рассчитываемые балки Б-1 и Б-5 приведены на рис. 111.41, б, в. Силовым факторам Fvl на этих схемах для удобства расчетов присвоены последовательно индексы i 1, 2, 3. и т. д.
4. Производим проверку правильности выбора основных размеров сечения балки. Ширину и высоту балки можно определить приближенным расчетом, исходя из предположения о прямолинейном
228

распределении контактных давлений под подошвой фундаментных лент.
Результирующая внешних сил F'ol балки Б-5 FU 560 1420 1050 1420 1500 2 1900 14600 кН.
Среднее реактивное давление р в условиях симметричного загружения балки Б-5 при М0 0 находим по формуле III.40:
Р F'vil 14600 48 304,1 кНм.
Для проверки правильности выбора высоты сечения балки вначале определим максимальный изгибающий момент AfmaJt под наиболее нагруженной колонной в точке 9 рис. III.41, в:
Мтах р • 18а2 —• 18 — F'o2 • 12 — • 9 — Foi • 6
304,1 • 182 12—560 • 18—1420. 12—1050. 9—1420. 6
4250 кН м.
По формуле 111.38 рабочая высота h0 балки из бетона класса В25 с Rb 14500 кПа составляет принимая А0 0,25:
и _ l Mmax _ 1 4250 , 01
0 — у A0Rbybibr V 0,25 • 14500 • 0,9 • 0,75 “ 1,131 М
где коэффициент условий работы бетона уьг 0,9, предполагая, что условия эксплуатации конструкции не благоприятны с точки зрения наращивания прочности бетона.
Таким образом, требуемая высота сечения балки с учетом защитного слоя составляет h 1,34.1,35 м, что несколько превышает принятую предварительно высоту h 1,30 м. Однако пересчитывать геометрические характеристики сечения не требуется, так как варьирование габаритных размеров в пределах 5.10 см не вносит существенных изменений в характер распределения усилий. Методом последовательных приближений см. II 1.3 проверяем достаточность ширины подошвы Ь 2,0 м центрально-нагруженной фундаментной ленты.
Принимая нагрузку по длине на ленту f р 304,1 кНм, в цикле I по формуле 111.16 ширина подошвы bt при R0 160 кПа равна:
К flRo — Ус. srf 304,1 : 160 — 20 • 1,7 2,41 м,
где d 1,7 — глубина заложения фундамента от планировочной отметки, м.
Расчетное сопротивление Ri при ширине подошвы Ьг 2,41 м определим по формуле III. 14 необходимые геометрические размеры и характеристики приняты по условиям примера и рис.
111.41, д
dt 0,3 0,223:16,5 0,578 м; db 1,2 м; ус1 1,2;
Усй 1»1 k ,0; kz 1,0; Му 0,43; Mq — 2,73;
Мс 5,31.
229

Отсюда расчетное сопротивление Rtf
в цикле I
-1’2,'01,1 0,43 • 1.2,41 • 17,5 2,72. 0,38. 16,5 2,72—1Х X 1,2 • 16,5 5,31 • 15 208,37;
в цикле II
Ь2 304,11 208,3 — 20 • 1,7 1,75,
Rz -Ц:-?’1 0,43 • Ы,75 • 17,5 2,72 • 0,38. 16,5 2,72— 1Х X 1,2. 16,55,31 • 15 201,72;
в цикле III
Ья 304,11201,72 — 20. 1,7 1,81.
Поскольку 11 — bsb21 11 — 1,8121,751 0,03, принятая предварительно ширина подошвы Ь 2,0 м может быть оставлена без изменения.
5. Расчет фундаментных лент Б-1 и Б-5 ведем в табличной форме см. III.7.2. В табл. III.29, III.30 определено, на какие нагрузки соответствующие балки рассчитываются как полубесконечные и на какие силы — как бесконечные.
Таблица 111.29
Силовые факторы Fvi
Расстояние от -го силового фактора до конца балки с
Относительное расстояние у CS
Расчетная категория балки
Fvi
0
0
Полубесконечная
Fv 2
600
1.0
То же
Fvi
600
1,0
»
Fv 4
0
0
»
Таблица II 1.30
Силовые факторы Fvi
Расстояние от i-ro силового фак тора до конца балки с
Относительное расстояние yi ctfS
Расчетная категория балки
Fvi
0
0
Полубесконечная
Fvt
600
1,0
То же
Fv3
900
1,4
»
Foi
1200
2,0
»
Fob
1800
2,88 2,8
Бесконечная
Foe
2400
3,8 2,8
То же
F до
1800
2,88 2,8
»
Fvi
1200
2,0
Полубесконечная
Fvt
900
1,4
То же
Fv it
600
1,0
»
Fv n
0
0
230

Таблица 111.31
А
Б
в
Номер характерной точки
Приведенные расстояния С при расчете на нагрузки
Единичные изгибающие моменты Щ от нагрузок Pi 1
Действительные изгибающие моменты М;
pt 1,2
Р13, 4
Pi
V,0
72 l
p 3
Va 1
P4
74 0
в характерных точках балки от нагрузок Pi
п
Mt
M2
M3
Я.
Mt
Ms
м9
м4
1
2
3
4
0,0
3.0
6.0 7,5
0,90
0,60
1,00
1,20
—2,60
—2,00
—1,60
—1,40
0,00
—0,310
—0,309
—0,281
0,00
0,080
0,233
0,142
—0,056
—0,038
0,021
0,073
—0,038 —0,123 —0,202 —0,243
0,00
— 1765
— 1741 —1583
0,00
1031
3005
1831
—722
—490
271
941
—214
—693
—1138
—1369
—936 —1917 397 180
Таблица II1.32
Номер характерной точки
А
Б
в
Е?
Приведенные расстояния С при расчете на нагрузки
Единичные перерезывающие силы Q; от нагрузок Pi 1
Действительные перерезывающие силы Q; в характерных точках балки от нагрузок Р;
piU 2
piз, 4
Рг 7i 0
Рг
72 О
Рз
7э -1
Р4
74 0
h
ht
Qi
02
Qa
Qi
?2
Qs
Qa
1
0,0
0,00
—2,60
0,000
0,00
0,011
0,102
000
000
—24
—98
—122
2
3,0
0,60
—2,00
—0,143
0,277
—0,088
0,179
—138
614
195
—173
498
3
6,0
1,00
—1,60
0,111
0,494
—0,217
0,208
107
1096
481
—201
1483
4
7,5
1,20
—1,40
0,172
—0,400
—0,302
0,201
166
—888
670
—194
—722

Таблица III.33
A
Б
__
Приведенные расстояния С при
Единичные изгибающие моме нты Afy в характерных точках i
балки от нагрузок Fvi 1
расчете на нагрузки
при соответствующих значениях у;
В
I
со
О
о
о
о
с
оо
еГ
о
со
оо
W
о
N
о
II
о
п
X
a
ci
оГ
11
• п
II
и
н
И
II
1
о
1
со
Н
09
Р-
«
р-
CO
a
7
о
ю
г-
а
1
s
о
я
со
о
о
ю
с»
о
о
о
«О
О
05
О
о
а
X
ь.
ftf
ft.
ft.
ft.
ft.
ft.
ft.
ft.
ft.
ft.
ft.
ft.
ft.
ft.
a
1
X
h
и
1,
In
М,
М2
м3
Л?4
мь
М9
М,
м8
Л?9
М10
Mtt
1
0
0
—2,8
—3,8
-4,8
—7,6
0
0
0
0
—0,019
—0,001
—0,002
—
—
—
—
2
3,0
0,4
—2,4
—3,4
-4,4
-7,2
—0,261
0,034
0,011
—0,05
—0,032
—0,006
0,002
—
—
—
—
3
6,0
1,0
—1,8
—2,8
-3,8
—6,6
—0,309
0,233
0,108
0,004
—0,050
—0,019
—0,001
—
—
—
—
4
7,5
1,2
-1,6
—2,6
—3,6
-6,4
—0,281
0,142
0,174
0,023
—0,043
—0,025
—0,003
—
—
—
—
5
9,0
1,4
—1,4
—2,4
-3,4
—6,2
—0,243
0,073
0,260
0,055
—0,050
—0,032
—0,006
—
—
—
—
6
10,5
1,6
—1,2
—2,2
-3,2
—6,0
—0,202
0,021
0,165
0,104
—0,043
—0,039
—0,010
— -
—
—
—
7
12,0
2,0
—0,8
-1,8
—2,8
—5,6
—0,123
—0,038
0,036
0,256
—0,002
—0,050
—0,019
—0,003
0,001
0,002
0,008
8
15,0
2,4
—0,4
-1,4
-2,4
—5,2
—0.061
—0,057
—0,029
0,090
0,089
—0,050
—0,032
—0,010
—0,001
0,002
0,005
9
18,0
2,8
0
-1,0
-2,0
—4,8
—0,020
—0,053
—0,053
0,004
0,250
—0,028
—0,045
—0,02
—0,006
0,000
0,008
10
21,0
3,4
0,6
—0,4
-1,4
-4,2
0,008
—0,032
—0,047
—0,052
0,036
0,089
—0,050
—0,04
—0,020
-0,009
0,013
11
24,0
3,8
1,0
0
—1,0
—3,8
0,014
—0,019
—0,033
—0,052
—0,028
—0,250
—0,028
—0,052
—0,033
—0,019
0,014

Продолжение табл. 111.33
ц
к?
в
Действительные изгибающие моменты М в характерных точках балки от нагрузок Fi
ЕЛ
а«
И
Eg
м,
м9
м4
мь
м.
мч
Mg
м9
Af10
Afi,
1
0
0
0
0
0
—225,6
— 11,8
23,7
—
—
—
—213,7
2
3,0
—913,5
301,7
72,1
—443,7
—380,0
—71,2
23,7
—
—
—
—
—1410,9
3
6,0
—1081,5
2067,8
708,7
35,5
—593,7
—225,6
-11,8
—
—
—
—
889,4
4
7,5
—983,5
1260,8
1141,8
204,1
—510,6
—296,8
—35,6
—
—
—
—
799,6
5
9,0
—850,5
647,8
1706,2
488,1
—593,7
—380,0
—71,2
—
—
—
—
946,7
6
10,5
—707,0
186,3
1082,6
923,0
—510,6
—463,1
— 118,7
—
—
—
—
392,5
7
12,0
—430,5
—337,2
236,2
2272,0
—23,7
—593,7
—225,6
—26,6
6,5
17,7
7,0
862,1
8
15,0
—213,5
—505,8
— 190,3
798,7
1056,8
—593,7
—380,0
—88,7
—6,5
17,7
17,5
—87,8
9
18,0
—70,0
—470,3
—347,8
—35,5
2968,7
—332,5
—534,3
—177,5
—39,3
00,0
28,0
988,4
10
21,0
28,0
—284,0
—308,4
—461,5
427,5
1056,8
—593,7
—355,0
— 177,5
—79,8
45,5
—702,1
11
24,0
49,0
-168,6
—216,5
—461,5
—332,5
2968,7
—332,5
—461,5
292,8
—168,6
49,0
632,2

Таблица III.34
А
Б
Приведенные расстояния С при
Единичные перерезывающие силы Q в характерных точках балки от нагрузок Fv 1
расчете на нагрузки
при соответствующих значениях у
5
ST
8
«а
X
со
О
О
5
•
3
«0
1
о
о
о
о
33
а
N
СП
S'
II
1
Т
а
1
СЧ
а
СО
и
ем
а
of
II
II
li
о
1
6
00
II
—
се
а
се
•м
а
ю
о
ь-
о
S
3
2
Z
о
00
о
05
a
о
5
3
К
t.
t.
t.
t.
t.
t.
t.
ь.
ь.
ь.
Ь.
ь.
и.
ь.
ь.
ь.
о.
0
§
Я
к
и
ь
Irt
Qi
Qa
Q.
Q
Qe
Q.
7
Qe
5.
1
Qu
1
0
0
-2,8
-3,8
-4,8
—7,6
0
0
0
0
а,029
0,009
0
__
__
2
3,0
0,4
-2,4
—3,4
—4,4
—7,2
—0,356
0,177
0,115
—0,016
0,033
0,016
0,002
—
—
—
—
3
6,0
1,0
—1,8
—2,8
—3,8
—6,6
0,111
0,494
0,279
0,068
0,019
0,029
0,009
—
—
—
—
4
7,5
1,2
—1,6
-2,6
—3,6
—6,4
0,172
—0,400
0,377
0,127
0,003
0,032
0,012
—
—
—
—
5
9,0
1,4
—1,4
-2,4
-3,4
—6,2
0,201
—0,302
0,480
0,199
—0,021
0,033
0,016
—
—
—
—
6
10,5
1,6
-1,2
-2,2
-3,2
—6,0
0,208
—0,217
—0,417
0,285
—0,054
0,033
0,020
—
—
—
—
7
12,0
2,0
-0,8
-1,8
-2,8
-5,6
0,179
—0,088
—0,235
0,484
—0,156
0,019
0,029
0,013
0,004
0,000
—0,005
.8
15,0
2,4
—0,4
— 1,4
—2,4
-5,2
0,128
—0,012
—0,103
—0,318
—0,309
—0,021
0,033
0,021
0,009
0,003
—0,007
9
18,0
2,8
0
-1,0
-2,0
-4,8
0,078
0,025
—0,021
—0,160
—0,500
—0,099
0,028
0,030
0,017
0,008
—0,009
10
21,0
3,4
0,6
-0,4
-1,4
-4,2
0,024
0,036
0,029
—0,021
—0,226
—0,309
—0,021
0,034
0,030
0,020
—0,006
11
24,0
3,8
1,0
0
—1,0
-3,8
0,004
0,030
0,034
0,020
—0,099
—0,500
—0,099
0,020
0,035
0,030
0,004

Продолжение табл. II 1.34

На рис. II 1.41, б, в представлены характерные точки, в которых определяются усилия в балках. При симметричном загружении достаточно определить усилия в точках, расположенных по одну сторону от оси симметрии. Расстояния х характерных точек от левого края балки внесены в гр. 2 табл. III.31.III.34.
При расчете балки Б-5 в части А табл. III.33, III.34 даны приведенные расстояния и rt, необходимые соответственно для расчета на силы v2’ из vл vfFoio vii
Параметры , определены по формуле t xS, а параметры г1— по формуле III.69. Значения 1 округлены до четных десятичных значений, что упрощает пользования таблицами единичных усилий. Для расчета на силы Fvb, Fvt, Fvl при определении значений использованы формулы 111.67, III.68. В части Б табл. II 1.33, III.34 даны соответственно единичные изгибающие моменты и перерезывающие силы, определенные по табл. 111.22.
III.25 в зависимости от параметров и у. В части В табл. III.33,
III.34 определены действительные значения усилий М и Qt, полученные по формулам III.70 и III.71. Алгебраическим суммированием значений Mt и Q определены значения 2 Щ и Qi во всех характерных точках.
Аналогичным образом составлены табл. III.31, III.32 для определения усилий в балке Б-1.
IV. ПРИНЦИПЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ОСНОВАНИИ И ФУНДАМЕНТОВ ЗА РУБЕЖОМ
1V.1. ХАРАКТЕРИСТИКА ГРУНТОВЫХ ОТЛОЖЕНИЙ, РАСПРОСТРАНЕННЫХ В РАЗВИВАЮЩИХСЯ СТРАНАХ
Песчаные грунты. Среди песчаных отложений, вызывающих определенные трудности при проектировании фундаментов, выделим просадочные пески collapsing и песчаные калькреты calcrete, представляющие собой крепкую корку из отложений карбонатов и песка.
Просадочные пески расположены в некоторых частях Южной Африки, в Зимбабве, Анголе и т. д. Они образуются при выветривании и перемещении известковых формаций. Также к просадочным относятся пески из известкового камня, расположенные на побережье и островах Средиземного моря; пески из раковин shelly sands и кораллов corail sands, которые расположены на побережье и островах Персидского залива и Тихого океана; гипсовые иески gypsum sands, расположенные в Ираке и других частях Персидского залива. Все эти отложения, формирующиеся из продуктов выветривания, почти всегда находятся в рыхлом состоянии, исключая поверхностный слой, который может быть слегка сцементирован илистой или солевой пылью. Указанные пески воспринимают лишь невысокие нагрузки от фундаментов, если не выполнить уплотнение грунтов.
236

К песчаным калькретам относятся сцементированные известковые пески cemented calcareous sands и песчаники sandstones, формирующиеся при воздействии известковой или солевой воды. Впоследствии вода в условиях сухого, аридного климата интенсивно испаряется, что приводит к образованию твердой корки. Эти грунты в различных частях света известны как калиш, или каличе caliche, туфа tufa или Степпен Калк Steppen КаШ. Их местные наименования следующие: гетч gatch в Иране и Кувейте, кроут калкар croute calcaire в Северной Африке, хавара havara на Кипре и куркар kurkar в Иордании.
Особенностью этих образований является неравномерность толщины затвердевшей корки. Описываемая формация может существовать в виде нескольких отдельных слоев различной толщины, перемежающихся рыхлыми песками или мягкой глиной. Сцементированные известковые пески могут быть также представлены как нерегулярная беспорядочная масса различной степени цементации. Несмотря на высокую прочность в сухом состоянии, сцементированный грунт является ненадежным основанием, поскольку структура его при воздействии воды или механизмов, разрабатывающих грунт, разрушается.
Связные грунты Cohesive Soils. Тропические красные глины Tropical red Clays образуются в результате физического или химического выветривания вулканических скал. Широко распространены в Индии, Африке, Южной и Центральной Америках, на Гавайях, а также в дальневосточных странах. Характеризуются как тощие глины с относительно высокой несущей способностью и низкой сжимаемостью. Однако в условиях тропического климата при выщелачивании глин на небольшой глубине образуется пористый грунт с довольно высокой пористостью. Тропические красные глины не изменяют объема при варьировании влажности и позволяют отрывать котлованы с вертикальными стен-, ками.
Латериты Laterite — разновидность осадочных грунтов, распространенных в тропических регионах с ежегодным количеством осадков свыше 700 мм. Латериты характерны для большей части африканского континента, распространены в Центральной и Южной Америках, Индии, Малайе и т. д. Эти отложения образуются при выветривании вулканических скал с последующим выщелачиванием и химической эрозией, вызванными высокой температурой и дождями. При этом растворимые соли удаляются из породы фильтрующейся водой, в верхних слоях грунта остаются нерастворимые соединения, богатые глиноземом и оксидами железа. Латериты имеют красно-коричневый или желтый цвет. Они существуют в формах от тугопластичной до твердой корки толщиной 5 м и более, лежащей поверх более мягких глинистых грунтов, которые, в свою очередь, подстилаются материнской скальной породой. Латериты характеризуются высокой несущей способностью и низкой сжимаемостью; не представляют каких-либо трудностей при проектировании фундаментов.
237

Тропические черные глины Tropical black Clays также развиты на вулканических скалах. Распространены они в регионах, где годовые осадки составляют 500.700 мм. В Судане и Кении эти глины называются черныш волокнистыми грунтами Black cotton Soils, в Зимбабве — влей vlei. Черные глины распространены также в Индии, Нигерии. Залегают, главным образом, в условиях плохо дренируемой местности; по цвету изменяются от черного до темно-серого. В засушливые периоды черные тропические глины становятся твердыми с образованием трещин, а при водонасыщении — очень мягкими, с губчатой структурой.
В отличие от красных тропических глин, черные глины представляют сложности при возведении фундаментов. Эти грунты характеризуются значительными изменениями объемов при изменении влажности, а также неудовлетворительными фильтрационными свойствами. Поскольку тропические черные глины распространены в странах, где различают влажный и сухой сезоны, вертикальные деформации грунтов, вызываемые попеременным увлажнением и высушиванием, достигают 20.30 см на поверхности и распространяются на значительную глубину. Поэтому даже легкие здания приходится проектировать на свайных фундаментах, заглубляя концы свай ниже зоны сезонных перемещений грунта.
Соляные известковые глины Saline Calcareous Clays широко распространены на Ближнем и Среднем Востоке. Они залегают на Мессопотамской равнине Ирака, равнинах побережий Ливана и юго-западе Ирана, побережьях Северной Африки, островах Средиземного моря, известковых плато Иордании. Эти грунты образовались в результате отложений в соленых или богатых известью водах глинистых материалов, которые пополнялись песком или пылью, разносимыми ветром.
Напластования известковых илистых глин в аридных и полуаридных странах Ближнего и Среднего Востока характеризуются поверхностной высушенной коркой толщиной около 2 м, которая подстилается мягкой влажной глиной. Поверхностная корка, имеющая твердую или полутвердую консистенцию, существенно не умягчается и в период зимних дождей. Верхний жесткий слой имеет достаточно высокую несущую способность, чтобы выдержать легкие сооружения. Но более массивные строения с широкими фундаментами, которые передают давления нижележащим мягким и сжимаемым слоям, могут вызвать значительные осадки. Поэтому тяжелые сооружения в подобных условиях проектируются со свайными фундаментами, прорезающими слабые слои.
Известковые глины характеризуются значительными изменениями объема при изменении влажности. В странах, граничащих со Средиземным морем, в дождливую зиму и сухое лето имеют место сезонные набухания и усадки грунтов на глубинах свыше 5 м.
В регионах, где наблюдаются существенные различия в сезонных выпадениях дождей, например в южном Ираке, изменения объема грунта не представляют серьезной проблемы. В некоторых регионах жесткая корка известковых глин представляет собой слабо
238

сцементированную агломерацию. В этих условиях возможно разрушение поверхностного слоя грунта при увлажнении и сравнительно невысоких нагрузках.
Производство земляных работ в твердой корке известковых глин не представляет серьезной проблемы. Экскавация нижележащих мягких слоев сопряжена с известными трудностями, поскольку могут иметь место оплывание откосов и подъем дна котлованов.
Речные и морские аллювиальные глины — это геологически недавно образовавшиеся грунты, сформированные отложениями илистого и глинистого материалов в речных долинах, устьях рек и на дне моря. Они нормально консолидированы, т. е. в своей геологической истории не испытывали предуплотняющих давлений, превышающих нагрузки от собственного веса грунта. Поэтому прочность аллювиальных глин увеличивается с глубиной. Консистенция этих глин изменяется от мягкой на поверхности до тугопластичной на глубине.
Атмосферное высушивание и поглощение влаги корнями деревьев приводит к образованию поверхностной корки. В странах с аридным климатом толщина этой корки составляет 1,0.1,2м и неравномерна по глубине. В некоторых регионах отмечается наличие нескольких высушенных твердых слоев, перемежающихся с мягкими слоями.
Нормально консолидированные аллювиальные глины, такие, например, как глины рек Шатт-аль-Араб и Нигера, характеризуются высокой сжимаемостью.
IV.2. ИСХОДНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ РАСЧЕТА ОСНОВАНИИ
Среди предложенных методов расчета оснований и конструкций в практике проектирования используют методы расчета по предельным состояниям и по допускаемым напряжениям.
Главной особенностью расчета оснований и конструкций по предельным состояниям является дифференцированный учет каждого из таких неблагоприятных факторов, как отклонение нагрузок и характеристики грунтов от нормативных значений,вероятность сочетания различных нагружений, определенная недостоверность расчетных схем. Такой дифференцированный подход, используемый в СССР, позволяет получать экономичные и надежные проектные решения.
Менее гибок расчет по допускаемым напряжениям, поскольку в этом случае возможность реализации всех неблагоприятных факторов оценивается только интегрально. В частности, расчет оснований в большинстве зарубежных стран проводится с использованием понятия допускаемое давление qaH, под которым понимают такую интенсивность нагрузки, которая с определенным коэффициентом запаса исключает, возможность нарушения прочности основания, а также не допускает чрезмерных опасных деформаций здания.
239

Цель расчета состоит в том, чтобы фактическое давление q под подошвой фундамента принятых размеров не превышало допускаемого:
q-qaii• IV. 1
При назначении допускаемого давления используют следующие способы: упрощенный табличный; с использованием теоретических решений; на основе экспериментальных исследований на площадке строительства.
У прощенный метод применяется при сравнительно благоприятных инженерно-геологических условиях для зданий средней значимости, конструктивные схемы которых апробированы в практике строительства, или для предварительного проектирования. В более сложных случаях применяют достаточно достоверные методы теоретических решений, в расчетных формулах которых используют механические характеристики грунтов площадки строительства. Для определения допускаемого давления в грунтовых условиях, затрудняющих отбор образцов для лабораторных испытаний, используют эмпирические формулы, полученные на основе экспериментальных исследований в ходе инженерных изысканий. При проектировании уникальных сооружений проводятся также натурные испытания фундаментов, которые отличаются высокой стоимостью и значительной трудоемкостью.
IV.3. УПРОЩЕННЫЙ МЕТОД ОПРЕДЕЛЕНИЯ ДОПУСКАЕМОГО ДАВЛЕНИЯ
Упрощенный метод предполагает наличие таблиц, в которых даны так называемые базовые давления на грунт, зависящие от его типа и состояния. Затем, учитывая ряд факторов условия напластования и загружения, уровень подземных вод, размеры подошвы, глубину заложения фундаментов и т. д., корректируют значение базового давления и получают допускаемое давление на грунт.
Базовые давления назначают, анализируя и систематизируя опыт строительства в инженерно-геологических условиях определенных регионов. Значения базовых давлений приводятся в нормах с учетом определенных ограничений, касающихся грунтовых условий и видов загружения. Поскольку упрощенный метод определения допускаемых давлений не включает деформационных проверок, то базовые давления должны обеспечивать безопасные осадки в регламентируемых нормами условиях применения базовых давлений.
Вид грунта и его физические характеристики, необходимые для пользования таблицами базовых давлений, устанавливают по рекомендациям соответствующих норм. Так, в нормах ряда европейских стран при определении плотности песков и консистенции пылевато-глинистых грунтов используют лабораторные способы и визуальные оценки. В региональных нормах США например, нормы г. Буффало эти характеристики определяют по данным стандартных испытаний на пенетрацию. Сущность подобных испытаний со-
240

Таблица IVJ. Базовые давления на грунт по нормам некоторых стран мира
Страна
Базовые давления,
кНм
2
Песчаные грунты
Пылевато-глинистые грунты
Гравелистые
пески,
гравий
Крупные
пески
Средней крупности мелкие и пылевые пески
Твердые
hard
Полутвердые
stim
Тугопластич¬
ные
firm
Пластичные
soft
Мягкопластичные very soft
СССР
300
500
500
600
100
500
200
600
200
600
180
550
150
500
100 ,
500
ПНР
300
600
200
500
100
400
350
450
250
450
150
300
80
200
0
120
ЧССР
500
350
150
250
350
200,
100
50
0
ГДР
350
.1100
250
900
100
750
—
240
280
150
180
—
80
100
СРР
400
600
350
450
100
350
250
600
—
—
—
100
400
ВНР
450
780
300
650
150
400
300
810
—
250
680
—
120
300
Франция
300
400
100
300
110
200
300
500
150
300
80
40
0
СФРЮ
400
850
—
150
550
200
700
200
700
100
400
0
0
Швеция
0
800
700
150
300
80
150
40
80
40
0
Норвегия
400
300
100
200
200
300
200
300
200
50
0
Дания
300
500
300
100
400
300
500
200
400
100
200
0
0
И спания
250
600
250
600
250
600
250
600
250
600
250
250
0
Австралия
100
220
100
. 220
100
220
440
730
330
550
220
370
110
210
0
Бразилия
300
600
300
600
200
300
300
600
—
200
400
100
0
Канада
100
. 300
100
. 300
100
300
2Й0
200
100
—
50
Япония
300
600
100
300
100
300
200
100
50
20
0
м Примечание. Базовые давления по нормам США приведены в табл. IV.2; по нормам ФРГ — в табл. IV.3 IV.5. Великобритании —в табл. IV.6.

стоит в подсчете количества ударов молота весом 650 Н, падающего с высоты 76 см, при забивке стандартного грунтоноса. Количество ударов, необходимое для забивки грунтоноса на глубину 30 см, характеризует состояние грунта.
В табл. IV. 1 даны диапазоны изменений базовых давлений по нормам различных стран для песчаных грунтов в зависимости от наименования песков и для пылевато-глинистых грунтов в зависимости от консистенции.
В строительной практике США наряду с таблицами базовых давлений единых строительных норм используют табличные данные, разрабатываемые различными ведомствами и штатами табл. IV.2.
Таблица 1V.2. Базовые давления на грунт по нормам США
Базовые давления, кНм2:
Грунт
г. Чикаго, 1981
Национальное бюро противопожарного страхования, 1967
г. Атланта, 1978
г. Нью-Йорк, 1968
Единые строитель ные нормы США, 1976
Г лина:
25
75
125
175
225
300
очень мягкая мягкая обычная тугопластичная полутвердая твердая Песок:
150
250
50
100
150
100
200
500
75
175
400
плотный без примесей ила то же, с примесями ила рыхлый, мелкий Неорганический или плотный Песок рыхлый, крупный или песчано-гравийный грунт или песок плотный, мелкий
250
150
125
200
300
300
300 800 200
400
75
125
Гравий рыхлый или плотный, крупный песок Песчано-гравийный грунт плотный
—
400
600
400
500 800. 1000
125
400
Примечания: 1. В нормах г. Атланты базовые давления рекомендуют использовать при проектировании зданий и сооружений не выше 4 этажей.
2. Наименование глин принято по Терцаги, т. е. по результатам испытаний на одноосное раздавливание.
Значительные расхождения в значениях базовых давлений отражают опыт строительства в соответствующих странах. Так, наблюдения за поведением построенных объектов в ГДР позволили довести максимальные табличные значения для гравелистых песков до 1100 кНм2, для крупных песков — до 900 кНм2, что значительно превышает соответствующие базовые давления в нормах других стран. В результате анализа опыта проектирования и строительства на пылевато-глинистых грунтах пластичной и мягкопластичной
242

консистенций в СССР оказалось возможным принять в советских нормах максимальные значения базовых давлений на грунт в CMjF они называются табличными расчетными сопротивлениями, существенно превышающими аналогичные данные в нормах других стран.
Конкретные рекомендации по применению упрощенного метода определения допускаемых давлений рассмотрим на примере норм
ФРГ и Великобритании.
В нормах ФРГ приведены следующие инженерно-геологические условия и условия загружения, для которых получены табличные
значения базовых давлений:
грунтовые условия однородны на глубину, не менее чем в о раза превышающую ширину подошвы фундамента;
результирующая внешних сил проходит в пределах внутреннего ядра площади подошвы фундамента;
наибольшая часть внешних сил не имеет динамического ха-
РЗКуровень подземных вод находится ниже подошвы фундамента на глубине, равной не менее: ширины подошвы фундамента—для зернистых грунтов; двойной ширины для связных.
Таблицы базовых давлений, составленные отдельно для песчаных и пылевато-глинистых грунтов, сопровождаются комментариями и дополнительными рекомендациями по их использованию.
Таблица IV.3. Допускаемые давления на песчаный грунт по нормам ФРГ при проектировании зданий, чувствительных к осадкам
Глубина заложения подошвы фундамента, м
Допускаемые давления,кНм2,при ширине ленточного фундамента В,м
0.5
1,0
1.5
2,0
2,5
з.о
200
300
330
280
250
220
270
370
360
310
270
240
340
440
390
340
290
260
400
500
420
360
310
280
0,5
1,0
1,5
2,0
В табл. IV.3 и IV.4 даны базовые давления для песчаных грунтов в зависимости от ширины подошвы ленточных фундаментов и глубины их заложения. Данные таблиц не зависят от крупности песков, однако регламентируется их относительная плотность:
D — ftmax — ЯЛщ» — wmln 0
где п _ пористость грунта в естественном состоянии; «тая —пористость в наиболее рыхлом состоянии; nmin — пористость в наиболее плотном состоянии.
Для использования данных необходимо соблюдение условии. D 0,3 — для неоднородных песков коэффициент неоднородности
243

Таблица IV.4. Допускаемые давления на песчаный грунт по нсрмам ФРГ при проектировании зданий, нечувствительных к осадкам
Глубина заложения подошвы
Допускаемые давления, кНм3, при ширине ленточного фундамента В, м
фундамента, м
0,5
1.0
1,5
2,0
0,5
200
300
400
500
1.0
270
370
470
570
1,5
340
440
540
640
2.0
400
500
600
700
и 3; D 0,45 — для однородных и 3. При более рыхлых отложениях проектирование должно опираться на другие, более точные методы расчета.
При проектировании зданий, чувствительных к осадкам, используют данные табл. IV.3, которые, как правило, гарантируют осадки, непревышающие 10 мм для фундаментов шириной 1,5 м или 20 мм для более широких фундаментов. Для фундаментов шириной более 3 м, но не свыше 5 м значения последней графы табл. IV.3 необходимо уменьшать на 10 при каждом дополнительном метре ширины фундамента. Тем самым обеспечивается указанный выше уровень осадок для более широких фундаментов. Если фундамент шире 5 м, то используют более точный метод расчета допускаемых давлений.
При проектировании зданий, нечувствительных к осадкам, используют данные табл. IV.4. Значения давлений в последней графе применимы также и для фундаментов шириной более 2 м. Следует отметить, что табулированные давления дают осадки около 20 мм для фундаментов шириной 1,5 м и большие осадки — при широких фундаментах.
При пользовании данными табл. IV.3, IV.4 должны быть учтены следующие уточняющие рекомендации.
1. Если подошву фундамента заглубляют более чем на 2 м от поверхности, то табличные базовые давления могут быть увеличены на вес грунта, залегающего между подошвой фундамента и отметкой 2,0 м.
2. При выполнении требования о том, что средние фактические давления под подошвой фундамента не должны превышать табличных значений, максимальные краевые давления при внецентренном загружении могут быть на 50 выше табличных базовых давлений.
3. Если относительная плотность D грунтов под фундаментом на глубину не менее чем две ширины подошвы и не менее чем на 2 м составляет для неоднородных грунтов D 0,5, однородных — D 0,75, то базовые значения могут быть увеличены на 50 .
-4. Табличные значения могут быть увеличены на 20 при круглом фундаменте или длине подошвы прямоугольного фунда
244

мента, не более чгм в 2 раза превышающей ее ширину. При этом расстояние между двумя соседними фундаментами должно быть не менее двойной ширины фундамента.
5. Базовые давления табл. IV.3 должны быть уменьшены, если расстояние dw между уровнем подземных вод и подошвой фундамента меньше, чем ширина подошвы фундамента. Если грунтовые воды находятся на уровне подошвы фундамента, то уменьшение составляет 40 . При относительном расстоянии dlB в пределах 0 dlB 1 степень снижения базовых давлений определяется интерполяцией.
6.Если фундамент наряду с вертикальной нагрузкой V испытывает и горизонтальную Н, то базовые давления табл. IV.3, IV.4 должны быть уменьшены умножением на коэффициент kred 1 — HIV.
Базовые давления табл. IV.5 приведены для вытянутых фундаментов ленточных и прямоугольных в зависимости от вида связного грунта, его консистенции и глубины заложения фундамента. Нормы ФРГ следующим образом классифицируют связные грунты по консистенции: тугопластичный — трудно перемешиваемый
грунт, который можно скатать в шнур диаметром Змм без крошения; полутвердый — крошащийся при скатывании в шнур, но его влажность достаточна для обеспечения темного цвета грунта; твердый — сухой грунт, приобретающий светлый цвет и имеющий раковинные разрывы.
Таблица IV.5. Допускаемые давления на связные грунты по нормам ФРГ для фундаментов с шириной подошвы 0,5.2м
Грунт
Консистенция
Допускаемые давления, кНм, при глубине заложения фундамента, м
0,5
1.0
1.5
2,0
Ил без примесей Связный грунт с примесью пылеватый, песчаных и гравелистых фракций
Ил глинистый суглинок
Глина
Тугопластичная
Полутвердая
Твердая
Тугопластичная Полутвердая Твердая Т угопластичная Полутвердая Твердая
130
150
220
330
120
170
280
90
140
200
180
180
280
380
140
210
320
110
180
240
220
220
330
440
160
250
360
130
210
270
250
250
370
500
180
280
400
150
230
300
Данные табл. IV.5 относятся только к грунтам вышеназванных консистенций и не могут быть использованы для мягкопластичных связных грунтов с высокой влажностью или длялессов, подверженных внезапному разрушению их зернистой структуры.
245

При давлениях, равных табличным значениям, ожидается осадка фундаментов порядка 20.40 мм, зависящая от вида основания» в чистых илах — 20; в связных грунтах с примесью песка — 30; в глинистых илах и глинах — 40 мм. Эти осадки подсчитаны без учета влияния соседних фундаментов на осадку рассчитываемого фундамента.
Допустима корректировка базовых давлений в зависимости от размеров фундамента, условий загружения и уровня подземных вод, которая производится с учетом следующих рекомендаций.
1. Если подошва фундамента заглубляется более чем на 2 м от поверхности, то базовые давления могут быть увеличены на вес грунта, залегающего между подошвой грунта и отметкой —2,0 м.
2. При увеличении ширины фундамента от 2 до 5 м табличные значения уменьшаются на 10 на каждый метр прироста ширины подошвы.
3. Максимальные давления под краем подошвы внецентренно нагруженного фундамента могут на 30 превышать соответствующие данные базовых давлений при среднем давлении под подошвой, не превышающем табличных значений.
4. Табулированные значения могут быть увеличены на 20 , если фундамент круглого очертания или при отношении LB 2, а расстояние между соседними фундаментами должно бьггь не менее 2В.
5. Базовые давления должны быть уменьшены, если расстояние между уровнем подземных вод и подошвой фундамента ck, меньше, чем удвоенная ширина подошвы фундамента В, т. е. если da, 2В.
Если da, 0 т. е. уровень воды совпадает с подошвой фундамента, то для илов и связных грунтов смешанного состава уменьшение составляет 25 , для глинистых илов и глин — 15 . Промежуточные уменьшенные значения базовых давлений при соотношениях dlB в пределах 0 dl В 2 получают линейной интерполяцией.
Нормы Великобритании СР 2004:72, предлагая таблицу допускаемых давлений presumed bearing pressure, отмечают, что универсальные значения безопасных нагрузок allowable bearing pressure на фундамент не могут быть установлены заранее. Причина в том, что критерии безопасного давления — предельная несущая способность и, особенно, деформации — зависят не только от нагрузок, но и от ряда других факторов, различных в конкретных условиях. Тем не менее в расчетах оснований, ведущихся путем последовательных приближений табличные значения допускаемых давлений на первом этапе проектирования необходимы.
Согласно британским нормам BS 5930, 81 и СР 2004, грунты делятся на группы и классы. Песчаные и пылевато-глинистые грунты, относящиеся ко II и III группам, состоят из нескольких классов в зависимости от вида и состояния грунта. В табл. IV.6, представляющей собой сокращенный вариант соответствующей таблицы норм СР 2004, даны допускаемые давления для всех классов несвязных и связных грунтов. Классы несвязных грунтов устанавливаются по крупности и степени плотности песков. Наряду с гранулометрическим анализом грунта следует определять его минералогический
24ё

Таблица IV.6. Допускаемые давления «а грунт при статическом вертикальном загружешш по британским нормам СР 2004:72
Группа
Класс
Тип
Допускаемое
грунтов
давление.
кНм
II. Несвяз¬
9
Уплотненный гравий или уплот¬
600
ные
10
ненный гравелистый песок
Средней плотности гравий или сред¬
200 600
ней плотности песок с гравием
11
Рыхлый гравий или рыхлый гравелистый песок
200
12
Плотный песок
300
13
Песок средней плотности
100. 300
14
Рыхлый песок
100
III. Связные
15
Твердые моренные глины н твердые
16
глины
300. 600
Полутвердые глины
150. 300
17
Тугопластичные глины
75. 150
18
Мягкопластичные глины
19
и пылеватые грунты
75
Текучепластичные глины и пылеватые грунты
Непригодны в качестве оснований
Примечание. Значения рекомендованы только для предварительных расчетов; возможны изменения в сторону увеличения или уменьшения.
состав, так как допускаемое давление зависит от твердости частиц. Если песок образуют относительно мягкие частицы мела, слюды и т. п., то допускаемое давление, согласно нормам, должно бьггь уменьшено. Для определения степени плотности песков используют
Таблица IV.7. Оценка степени плотности песчаных грунтов по британским
нормам BS 5930, 81
Данные испытаний на стандартную пенетрацию
Полевые косвенные оценки
Грунт
Количество ударов N
Грунт
Способ оценки
Очень рыхлый Рыхлый Средней плотности Плотный Очень плотный
При меч j определении кс скважину цил 667 Н, падаюп
4
4. 10
10. 30
30. 50 50
а н и е. Ис шичества шдрическс цим с выс
Рыхлый
Разрабатывается лопатой, деревянный колышек 75 50 мм забивается легко
Плотный
Для разработки требуется кайло; колышек 7 50 мм забивается с трудом
Слабосце-
ментирован-
ный
шытания на ударов N, не го грунтонос оты 76 см.
Кайлом грунт расчленяется на глыбы, которые затем разрушаются
стандартную пенетрацию заключаются в обходимых для погружения на Э0 см в а; забивка осуществляется молотом весом
247

данные зондирования динамического, статического и косвенные оценки при отрывке шурфов. Соответствующие рекомендации норм BS 5930 приведены в табл. IV.7.
Табличные значения допускаемых давлений для несвязных грунтов могут использоваться при ширине фундаментов В не менее 1 м. Кроме того, уровень подземных вод должен быть ниже подошвы фундамента на глубину не менее В. Если указанные условия не выполняются, то допускаемые давления должны быть уменьшены. Количественных рекомендаций на этот счет нормы СР2004 не содержат.
Разбивка на классы связных грунтов проводится в зависимости от их наименования и консистенции. Для определения консистенции используют данные недренированных испытаний на прочность и визуальные полевые оценки. Прочностные испытания проводят •в полевых условиях вращательный срез и в лаборатории одноосное сжатие. Рекомендации норм BS 5930 и СР 2004 относительно назначения консистенции содержатся в табл. IV.8.
Таблица IV.8. Оценка консистенции пылевато-глинистых грунтов по британским нормам BS 5930, 81 и СР 2004:72
Консистенция
Недренированное сопротивление сдвигу, кНм2
Визуальная оценка грунта в полевых условиях
Твердая very stiff Полутвердая stiff Тугопластичная firm
Мягкопластичная soft
Т екучепластичная very soft
150 75. 150 40. 75
20 40 20
Хрупкий или жесткий Не может быть раздавлен пальцами Может быть смят при сильном сжатии пальцами
Легко сминается пальцами Выдавливается между пальцами при сжатии их в кулак
IV.4. КРИТЕРИИ ПРИ НАЗНАЧЕНИИ ДОПУСКАЕМОГО ДАВЛЕНИЯ НА ОСНОВЕ АНАЛИТИЧЕСКИХ РЕШЕНИЯ
Допускаемое давление при использовании решений механики грунтов определяют исходя из обеспечения несущей способности основания, а также недопущения чрезмерных деформаций надземных конструкций.
Безопасное давление qif, с точки зрения прочности основания, получают введением понижающих коэффициентов в расчетные зависимости, которыми оценивают несущую способность основания.
Критерий безопасной осадки qsatl устанавливается при проведении расчетов деформации основания и сопоставлении фактических осадок' s с предельно возможными осадками sal для данного класса сооружений. Допускаемое давление на основание qall,
248

с точки зрения безопасных осадок,— это давление, при котором без излишнего запаса выполняется условие
S а11л
Не представляется возможным заранее определить, какой из двух рассматриваемых критериев при выборе допускаемого давления является решающим. Как показывает анализ, для грунтов, обладающих трением и сцеплением, с увеличением размеров подошвы критерий qsaii имеет тенденцию к увеличению рис. IV. 1. С другой стороны, критерий qu с увеличением подошвы фундамента уменьшается. Кроме того, на значения qBau и qsaii влияют глубина заложения, грунтовые условия и другие факторы. Поэтому в общем случае необходимо анализировать влияние обоих критериев.
На практике принимают один из критериев в качестве основного и, определив допускаемое давление по этому критерию, проверяют выполнимость другого. Для фундаментов мелкого заложения при сравнительно небольшой ширине подошвы основным обычно считают критерий несущей способности.
IV.5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ДОПУСКАЕМОГО ДАВЛЕНИЯ ИСХОДЯ ИЗ ТРЕБОВАНИЯ УСТОЙЧИВОСТИ ОСНОВАНИЯ
IV.5.1. Решение Терцаги
Большинство расчетных формул определения несущей способности оснований, используемых в зарубежной практике проектирования, базируется на решениях Прандтля и Терцаги последнее является развитием решения Прандтля для заглубленных фундаментов с шероховатой подошвой. В этих решениях грунт моделируется телом Кулона для основания, обладающего трением и сцеплением или телом Сен-Венана для идеально связного основания. Рассматривается ленточный фундамент, передающий грунту равномерно распределенную нагрузку. Расчетная схема разрушения основания, предложенная Прандтлем для грунтов, обладающих трением и сцеплением, предполагает, что нарушение устойчивости основания возникает в результате смещения выпираемого массива грунта по заданной поверхности скольжения рис. IV.2. Область выпирания состоит из трех зон.
Согласно Терцаги, зона I непосредственно под подошвой шероховатого фундамента образует клин из уплотненного грунта, который продавливается вниз. Клин и фундамент за счет трения по подошве перемещаются как единое целое. Перемещающийся клин распирает примыкающие к нему зоны II криволинейного сдвига. В свою очередь, от зоны II давление передается зонам III прямолинейного сдвига. Грунт принимается несжимаемым в области выпора.
Рис. IV. 1. К выбору допускаемого давления на грунт
249

Рис. IV.2. Расчетная схема разрушения основания по Терцаги
Несущая способность основания Q, воспринимающего равномерно распределенную нагрузку от ленточного фундамента, в соответствии с решением Терцаги складывается из трех составляющих пассивного сопротивления грунта: компонента Еу, вызванного весом грунта в зонах II и III области выпора; компонента Еч, кото¬
рый вызывается весом грунта, залегающим между подошвой заглубленного фундамента и поверхностью грунта решение получено для случая, когда глубина заложения фундамента не превышает его ширину подошвы; компонента Ес, определяемого сцеплением грунта.
Расчетная формула Терцаги по определению удельной несущей способности основания
Чип QuiiAf уВ2 • Ny -f cNc y'DfNq,
IV.3
где у — удельный вес грунта под подошвой фундамента; у' — удельный вес грунта выше подошвы фундамента; В — ширина подошвы фундамента; Af В • 1 — площадь подошвы 1 м ленточного фундамента; Df — глубина заложения фундамента; Ny, Nc, Nq — безразмерные коэффициенты несущей способности, зависящие от угла внутреннего трения Ф и определяемые по графикам рис. IV.3 или табл. IV.9.
Отметим, что полученные позднее решения, основанные на других расчетных предпосылках, приводились авторами к виду, аналогичному расчетной формуле Терцаги IV.3.
При пользовании формулой IV.3 предложено раличать две категории оснований в зависимости от состояния грунтов. В плотных песках и пылевато-глинистых грунтах полутвердой конейстен-
ЪЛА 200
Рис. IV.3. Коэффициенты несущей способности в расчетных формулах Терцаги:
1 — общий сдвиг; 2 — местный сдвиг
Рис. IV.4. Характер разрушения грунтов в зависимости от их состояния по Терцаги:
1 — общий сдвиг; 2 — местный сдвиг
20 30 40 О Ю 20 J0 40 О Ю 20 30 Ф
250

Таблица IV.9, Безразмерные коэффициенты несущей способности
Значения коэффициентов по рекомендациям
Терцагв
Мейергофа
Бринч-Хансена
Како—Керизеля
OIN 4017
в,
ei
н
с
я
V
Nc
Ny
Nc
NV
Ny
Ny
с
я
0
0,00
5,7
1,0
0,0
5,0
1,0
0,00
5,14
1,00
—
5,14
1,00
0,0
5,1
1,0
5
0,60
7.5
2,5
0.4
6,5
1,6
0,09
6,49
1,57
—
6,47
1,56
0,1
6,5
1,6
10
1,00
9,0
3,5
0,8
9,0
2,5
0,47
8,34
2,47
1,00
8,45
2,49
0,2
8,3
2.5
15
2,20
13,0
5,0
2.2
12,0
4,0
1,42
10,98
3,94
2,33
10,98
3,94
0,7
11,0
3,9
20
4,50
17,0
8,0
4.5
16,0
6,3
3,54
14,83
6,40
4,99
14,83
6,40
1,8
14,8
6,4
25
10,00
24,0
13,0
10,0
22,0
11,0
8,11
20,70
10,70
10,40
20,72
10,70
4,1
20,7
10,7
30
20,08
36,0
22,0
22,9
35,0
20,0
18,10
30,10
18,40
21,80
30,10
18,30
9,0
30,1
18,4
35
45,00
68,0
42,0
50,0
50,0
35,0
40,70
46,10
33,30
48,00
46,10
33,30
20,4
46,1
33,3
40
115,00
85,0
75,0
110,0
80,0
65,0
95,40
75,30
54,20
113,00
75,40
64,50
47,7
75,3
04,9
45
285,00
—
—
280,0
150,0
145,0
241,00
134,00
134,50
297,00
135,00
135,00

ции разрушение наступает в условиях небольшого прироста деформации рис. IV.4. Такой сдвиг назван общим. В рыхлых песках и грунтах мягкопластичной консистенции разрушение происходит в локальных зонах и сопровождается развитием все возрастающих деформаций. В условиях местного сдвига предложено прочностные характеристики грунтов сцепление с и угол внутреннего трения Ф вводить в расчет уменьшенными на 30 , учитывая тем самым влияние повышенной деформативности грунтов второй расчетной категории на величину несущей способности основания. Это предложение реализуется использованием в формуле IV.3 уменьшенных значений безразмерных параметров Ny, Nc и Nq, которые определяются для местного сдвига по рис. IV.3 кривые 2.
Влияние уровня подземных вод на прочность основания в формуле IV.3 учитывается выбором значений удельных весов у и у'. Если уровень подземных вод доходит до подошвы фундамента, то величина у с учетом взвешивания принимается равной половинному значению удельного веса грунта. Если подземные воды находятся, на глубине более чем 2В от подошвы фундамента, то в расчете используется полное значение удельного веса. При промежуточных значениях глубины залегания подземных вод рекомендуется линейная интерполяция значений у.
Значения удельного веса грунта у' также принимаются с учетом взвешивания при условии, что уровень грунтовых вод располагается выше подошвы фундамента.
С учетом эмпирических поправочных коэффициентов расчетная формула Терцаги IV.3, полученная для условий плоской задачи, находит применение при определении несущей способности оснований под подошвой фундаментов:
круглых
Quit 0,6 yBNv 1,3cNc y'D,Nq-t IV.4
квадратных
Quit 0,8vBNV 1,3 cNc y'DfNp. IV.5
Коэффициенты 1,3; 0,6; 0,8, определяющие отличие формулы IV.3 от формул IV.4, IV.5, отражают эффект пространственного напряженно-деформированного состояния при расчете круглых и квадратных фундаментов.
IV.5.2. Сопоставление расчетных формул типа Терцаги
В результате теоретических и экспериментальных исследований, предпринятых после опубликования работ Прандтля 1921 г. и Терцаги 1943 г., получено достаточно много решений, позволяющих определить несущую способность оснований. Авторы этих работ обычно приводят окончательные формулы к виду, аналогичному расчетной формуле Терцаги IV.3. Таковы формулы? Мейер¬
252

гофа, используемая наряду с формулой Терцаги американскими инженерами; Како—Керизеля, применяемая французскими проектировщиками; Б. Хансена, используемая в нормах Дании, ГДР; формулы норм ФРГ и др. Отличие формул типа Терцаги друг от друга состоит в различных значениях безразмерных коэффициентов Nv, Nc и N„ табл. IV.9.
При выводе формул использовались различные предпосылки относительно очертания поверхностей скольжения, трения между подошвой и грунтом, влияния массы грунта выше уровня подошвы фундамента и деформации грунта. Этим и объясняется расхождение в значениях безразмерных коэффициентов. Из табл. IV.9 можно видеть, что наибольшие расхождения отмечаются в значениях фактора Nv, тогда как значения коэффициентов JV, и JVC в различных решениях отличаются незначительно. В нормах проектирования ряда стран Франция, ФРГ и др. приводятся определенные формулы для расчета несущей способности основания. Если таких формул нормы не содержат например, нормы Великобритании, то в различных инженерно-геологических грунтовых условиях допускается применение альтернативных решений. Так, в США в зависимости от вида грунта и его состояния используют либо метод Терцаги формулы общего или местного сдвига, либо метод Мейергофа. Рекомендации даны в табл. IV. 10.
Таблица IV. 10. Выбор метода расчета несущей способности основания в строительной практике США
Вид
грунта
Характеристика
Метод расчета
Несвяз¬
Плотный грунт с относительной плот¬
Терцаги, общий сдвиг
ный
ностью D 0,7
Рыхлый грунт с относительной плотностью D 0,2
То же, местный сдвиг
Относительная плотность грунта в пре¬
Интерполяция по реше¬
Связный
делах 0,2 D 0,7
ниям Терцаги для общего и местного сдвига
Водонасыщенная глина с чувствительностью St 5
Мейергоф
То же, St Ю
Частично водонасыщенная глина
Терцаги, местный сдвиг
Мейергоф
Примечани я: 1. Относительная плотность песка D определяется по формуле IV. 2.
.2. Чувствительность грунта 5 представляет собой отношение прочностей ненарушенного и перемятого образцов в испытаниях на недренированное одноосное сжатие.
Отметим, что область применения формул Терцаги типа IV.3 ограничена центрально-нагруженными ленточными фундаментами, заложенными на глубину не более ширины подошвы фундамента. Другие возможные расчетные случаи рассмотрены ниже.
253

IW5.3. Обобщенные расчетные формулы для определения несущей способности оснований
Для применения формул типа IV.3 в различных случаях затруднения фундаментов и соотношении сторон подошвы фундаментов по материалам экспериментально-теоретических исследований получены соответствующие поправочные коэффициенты. Введение системы коэффициентов позволило придать формулам типа IV.3 универсальный вид:
quit yB'Nyikydy у 'DЛУДД, cNcicKdc, IV. 6
где i, X, d — эмпирические коэффициенты, учитывающие соответственно наклон нагрузки, форму подошвы фундамента и глубину 'его заложения табл. IV.И; В’ — эффективная ширина подошвы фундамента с учетом эксцентриситета ев приложения внешней нагрузки. Остальные обозначения в формуле IV.6 те же, что и в формуле IV.3.
Структура обобщенной формулы IV.6 предполагает учет влияющих факторов введением поправочных коэффициентов в каждое слагаемое трехчленной формулы, и только внецентрецность нагружения оценивается приемом Н. М. Герсеванова путем соответствующего уменьшения размеров подошвы рис. IV.5, IV.6:
В’ В — 2ев; V L — 2ev IV.7
где ев и eL — соответственно эксцентриситеты приложения внешней нагрузки относительно меньшей и большей сторон подошвы фундамента.
В формуле IV.6 и табл. IV. 11 представлены три группы поправочных коэффициентов, учитывающих влияние наиболее изученных факторов. Естественно, что поправочные коэффициенты
Рис. IV.5. Расчетная площадь подошвы фундамента при внецентреииом приложении нагрузки относительно стороны фундамента: а — короткой; б — длинной
тшшт
fait
V
f
к
-
-ж
Рис. IV.6. Расчетная схема к табл. IV. 11
254

Таблица IV. 11. Поправочные коэффициенты к формуле IV. 6 расчета
несущей способности основания
Фактор, учитываемый поправочными коэффициентами
Коэф-
фици-
ент
Формула для определения коэффициентов по рекомендациям
Мейергофа 1963 г., при Df В; Ф 10е
Б. Хансена 1970 г.
Наклон нагрузки наличие горизонтальной составляющей
ч
,_«?■
Л 0,7 Н ‘ V VB'L'cctgO
‘‘7
°5. у
VB'L'c tg®
ic
, ■?
Соотношение размеров подошвы фундамента
10,1
вч
1-0,4-7
10,1--Лф
в•
1 Z71яsin ф
К
1
В'
1 77sin1
Глубина заложения фундамента
dy
Df г_ 1 0,1 Nф
1
dя
Df _ 10,1 Vn
При Df 5
Dl
12 tg Ф1—sin Ф2д
При
DfB
1 2tg Ф 1 — sin X X Фа arctg
dc
1
При Df « В
Df
1 0,4 -g-
При
DfB
1 0,4 arctg §
Примечание. В формулах приняты следующие обозначения: В и L — соответственно ширина и длина подошвы фундамента; В' и U— то же, с учетом эксцентричности нагрузки по выражениям IV. 10; Df— глубина заложения фундамента; Фис— соответственно угол внутреннего трения и сцепление в условиях завершившейся консолидации; tg245 Ф2; Nq— коэффициент несущей способности табл. IV.9; Н и V — соответственно горизонтальная и вертикальная составляющие равнодействующей внешней нагрузки на фундамент.
255

и коэффициенты несущей способности Nv, Nc и Nq должны сочетаться друг с другом, т. е. приниматься по решению одного автора.
Если основание сложено медленно уплотняющимися связными грунтами и возможно быстрое приложение нагрузок, то прочность грунта определяется, в основном, сцеплением Ф 0. В этом слу чае обобщенная формула IV.6 для определения несущей способности приводится к виду
Quit 5,14с' 1 — Ц А dc y’DfNq, IV. 8
где с' — удельное сцепление в неконсолидированно-недренированных испытаниях; i'c, К, d'c— экспериментально обоснованные поправочные коэффициенты, учитывающие соответственно наклон нагрузки, форму подошвы фундамента и глубину его заложения табл. IV. 12.
Таблица IV. 12. Поправочные коэффициенты к обобщенной формуле IV. 9 расчета несущей способности основания в недренированных условиях
Фактор, учитываемый поп равочными коэффициентами
Коэф¬
фици¬
ент
Формула для определения коэффициентов по рекомендациям
Мейергофа 1963 г..
Де Беера для ic
Б. Хандева 1970 г.
Наличие горизонтальной составляющей нагрузки
Соотношение размеров подошвы фундамента Глубина заложения фундамента
i'c
к
d'c
2 Н B'L'c'Nc
0 t2DfB
0,5 -
При Df В
0,2 BIL 0,4 DfB
При
D,B
0,4 arctg DfB
Примечания: 1. В формулах В', L’ — соответственно ширина и длина подошвы фундамента, определяемые по выражениям IV.7, с учетом эксцентричности нагрузок.
2. Коэффициент Ас' по Мейергофу получен для заглубления фундаментов при Dj с В.
Формулы IV.6, IV.8 и соответствующие им зависимости в табл. IV.11, IV. 12 приведены для случая, когда потеря несущей способности основания должна произойти в направлении меньшей стороны подошвы фундамента В, При исчерпании несущей способности в направлении большей стороны подошвы при L В структура формул остается такой же, однако во всех формулах параметр В .BJ следует заменить параметром L L' и, наоборот, параметр L L' должен быть заменен параметром В В'.
Проводятся исследования с целью распространения формул типа IV.6 и IV.8 и на другие возможные случаи. Так, Б. Хансеном
256

Рис. JV.7. К расчету несущей способности основания с учетом наклона к горизонту: а — поверхности основания; б — подошвы фундамента
и Весичем предложены коэффициенты g и 6, оценивающие влияние уклона поверхности основания и наклона подошвы фундамента к горизонту на несущую способность основания рис. IV.7. Если поверхность основания образует угол г с горизонталью рис. IV.7, а, то поправочные коэффициенты g, вводимые в соответствующие слагаемые формулы IV.6, имеют вид
v О — 0,5 tg ф6; IV.9
gc 1— г«147. IV. 10
Поправочный коэффициент для формулы IV.8
g- «147. IV.11
Снижение несущей способности основания в результате наклона подошвы фундаметна к горизонтали на угол г° учитывается коэффициентами Ь, значения которых для соответствующих слагаемых определяются выражениями:
для формулы IV.6
bv exp — 2ri0 tg Ф; IV. 12
bq exp — 2,7ki° tg Ф; IV. 13
fcl—П°147; IV. 14
для формулы IV.8
К -Tf147. IV.15
Использование этих коэффициентов в формулах IV.6 и IV.8 осу¬
ществляется в соответствии с их структурой.
Слагаемые формулы IV.6 умножают на коэффициенты g и Ь с соответствующими индексами. В формуле IV.8 коэффициенты gc и Ьс алгебраически суммируются с выражением в скобках. Исходя из того, что коэффициенты g'c и Ь'с отражают эффект снижения несущей способности, они вводятся в формулу со знаком минус.
В заключение укажем, что наряду с табличными данными см. табл. IV.9 для определения коэффициентов Ny, N4 и Nc используют аналитические и эмпирические зависимости. Как показывают
результаты лабораторных экспериментов, наиболее достоверные
257

значения коэффициентов Nq и Nc дают аналитические зависимости, вытекающие из предпосылок Прандтля — Како:
N„ tg2 я4 Ф2 е •; IV. 16
WC W,— ltgD. IV. 17
Установлено, что при вычислении коэффициента Nv наилучшее соответствие с данными экспериментов показывают эмпирические зависимости Мейергофа и Б. Хансена:
Nv Ng- ltg 1,4Ф; IV. 18
Ле l,8Arff— ltgP. IV. 19
Выражения IV. 16.IV. 19 рекомендуется использовать при расчетах несущей способности на ЭВМ, а также при отсутствии. таблиц.
IV.5.4. Решения, в которых учитывается влияние отдельных факторов
Ниже рассмотрены результаты исследований, в которых оценивается влияние на несущую способность основания какого-либо одного фактора. Подобные исследования имеют важное значение, так как при всем многообразии инженерно-геологических условий, нагрузок и конструкций фундаментов случаи, когда базовые формулы корректируются лишь одним фактором, встречаются довольно часто.
Поскольку теоретические решения о предельном давлении формулы типа IV.3 получены для условий плоской деформации т. е. для ленточных фундаментов, вопрос о влиянии соотношения размеров подошвы, начиная с Терцаги формулы IV.4, IV.5, изучался многими исследователями. В итоге для прямоугольных фундаментов обычно предлагают поправочные коэффициенты v с
которые могут отличаться от подобных коэффициентов обобщенной формулы IV.6. Зависимости для определения коэффициентов X, по данным норм ФРГ, Деркена Dorken, 1969 г., обобщившего результаты многих экспериментальных исследований. Де Беера 1970 г., Пракаша и Сарана Prakash and Saran, 1971 г., содержатся в табл. IV. 13. Умножая соответствующие слагаемые базовой формулы IV.3 на коэффициенты Q, Кс, оценивают влияние очертания подошвы фундамента. Во французских нормах, D. Т. U. 13.1 соотношение размеров подошвы прямоугольного фундамента при консолидированном сдвиге учитывается только в первом слагаемом формулы типа IV.3, которое записывают в виде pyNv, где р — отношение площади подошвы к ее периметру.
Экспериментально установлено, что для фундаментов с шириной подошвы В 3 м формулы типа IV.3 и IV.6 дают несколько увеличенные значения предельного давления qult. В связи с этим Весич и Де Беер предлагают в первое слагаемое указанных формул вводить редукционный коэффициент
Rb - 0,68arctg 30В. IV.20
258

Таблица IV.13. Коэффициенты, учитывающие размеры подошвы фундамента,
в формулах несущей способности оснований
Условные обозначения коэффициентов
Формулы для определения коэффициентов по рекомендациям
Нормы ФРГ DIN 4917
Деркен 1969 г.
Де Беер 1970 г.
Пракаш 1971 г.
Ч
1—0,3 BL
1 — 0,3 ВЦ
1 — 0,45L
' т-°-“г
см. примечания, п. 2
10,3 BlL
1f tgdX N х Л-1
при LB 1
1,2
см. примечания, п. 3
Nq-
при LB 8
1,0
10,3 ВЦ
в
1 - sin Ф
в
i TtgO
1
пР имечания: 1. Условные обозначения те же, что и в табл. IV.9. 2. В рыхлых песках по рекомендациям Пракаша К 1. 3. Для соотношений подошвы 1 , 8 коэффициент Хс в решении Пракаша принимать по интерполяции.
В итоге первый член формулы IV.3 для больших фундаментов должен иметь вид 0,5yBNyRb.
Решение Стюарта Stewart, 1962 позволяет оценивать взаимное влияние ленточных фундаментов, возведенных на песчаных грунтах. Корректируя формулу Терцаги IV.3, Стюарт получил следующее выражение:
quit 0,5 yBNyFy yrDfNqFQ cNc IV.21
где FT и Fq — поправочные коэффициенты, принимаемые по графикам в зависимости от угла внутреннего трения грунта и относительного расстояния между фундаментами LJB рис. IV.8, а.
Анализ графиков рис. IV.8 показывает, что уменьшение расстояния между фундаментами повышает значения коэффициентов F1 и FQ9 следовательно, приводит к увеличению несущей способности основания рассчитываемого фундамента.
Теоретическое решение Манделя Mandel, 1965 г. для оценки взаимного влияния трех соседних ленточных фундаментов основывается на предпосылках, что грунт основания невесом, однако обладает трением и сцеплением с Ф 0; Ф Ф 0. Рассматриваются фундаменты с гладкой и шероховатой подошвами. Расчетная формула Манделя такова:
guii cNcFc, IV. 22
259

б 6 Рис. IV.8. Учет взаимодействия соседних фундаментов при расчете несущей способности песчаного основания по Стюарту: а —схема расположения фундаментов; б — графики для определения Fgi в —графики для определения — шероховатая подошва фундамента; 2 — гладкая подошва;
3 — линия, вдоль которой фундаменты работают совместно
где Nc — коэффициент несущей способности по формуле Терцаги IV.3; Fc — поправочный коэффициент, учитывающий взаимодействие соседних фундаментов и определяемый по графикам рис. IV.9.
На рис. IV.9 представлены три вида кривых. Кривые 1 относятся к случаю равного расстояния рассчитываемого шероховатого фундамента от влияющих фундаментов Lx L2. При этом значения коэффициентов Fc определяются в зависимости от относительного расстояния LJB. Кривые 2 построены для фундаментов с гладкой подошвой в зависимости от относительного расстояния Lx L2B. Кривые 3 оценивают влияние лишь одного фундамента L2 ».
По этим кривым находят коэффициент для шероховатого фундамента как функцию от параметра LJB.
Мус и Вейс Muhs and Weis 1973 г. предложили способ учета негоризонтальности основания, отличающийся от ранее рассмотренного см. IV.5.3. По предложению указанных авторов, величину предельного сопротивления qutt умножают на коэффициент Уф, значение которого определяют по формуле
A l-tg4“, IV.23
l,b-,l,l2b
Рис. IV.9. Учет взаимодействия соседних фундаментов по Манделю:
I,.3 — для шероховатой поверхности; 2 —для гладкой

где if — угол наклона поверхности грунта; а — показатель, принимающий значения: при уклоне поверхности грунта вдоль длинной стороны фундамента а 1, вдоль короткой стороны — а 2.
Если ниже подошвы ленточного фундамента на глубине Н залегает практически несжимаемый слой грунта, Мандель и Саленкон Salencoti, 1969 г. выполнили теоретическое исследование по оценке влияния этого фактора на несущую способность основания. Для практического использования результатов анализа предложены поправочные коэффициенты г, которые вводят в формулу Терцаги IV.3:
quit 0,5yBNyTy y'DfNq cNcre. IV.24
Значения коэффициентов г, увеличивающих несущую способность основания, даны в табл. IV. 14 в зависимости от относительной глубины заложения несжимаемого слоя НВ и угла внутреннего трения грунта Ф.
Таблица IV. 14. Коэффициенты г, увеличивающие несущую способность основания при залегании на глубине Н несжимаемого слоя
Коэффи¬
циенты
ф. град.
Значения ВН, при которых r7rqrc
вн
1
2
3
4
5
в
36
0,98
1,00
1,87
5,60
21,0
90,0
407,0
30
1,3
1
I 1,20
2,07
4,23
9,90
24,8
гу
20
2,14
1
I 1,07
1,28
1,63
2,20
10
4,07
1,04
1,04
0
rv
1 для всех
значений ВН
36
0.50
1,36
5,14
22,80
112,0
588,0
3,2 • 10«
30
0,63
1,12
2,42
6,1
16,5
47,5
142,0
тя
20
0,86
1,01
1,33
1,9
2,9
4,5
7,1
10
1,12
1
1,07
1,2
1,4
1,6
1,8
0
V
1
36
0,50
1,37
5,25
23,40
115,0
604,0
3293,0
30
0,63
1,13
2,50
6,36
17,40
50,2
150,0
тс
20
0,86
1,01
1,39
2,12
3,29
5,17
8,29
10
1,12
1,11
1,35
1,62
1,95
2,33
0
1,41
1,02
1,11
1,21
1,30
1,40
1261

Следует отметить, чтог имеются сведения Шукле, 1973 г. о несовпадении данных теоретической формулы IV.24 с результатами модельных испытаний фундаментов.
Другие решения, учитывающие неоднородность основания, приведены в IV.5.5.
Наряду с уже рассмотренным приемом учета эксцентричности нагружения, используемым в обобщенной формуле IV.6, Мейергоф рекомендует также и другой способ. Предлагается предельное давление quU, вычисленное для центрально-нагруженного фундамента, умножать на редукционный коэффициент Rt:
IV.25
IV.26 IV. 27
Формула IV.26 рекомендуется для связных грунтов; область применения формулы IV.27, предназначенной для песков, ограничена условием 0 еВ 0,3.
Quit, е — QultReЗначения Re определяются одним из выражений:
Rt l—2eIb Re 1 — VeВ.
I V.5.5. Устойчивость слоистых оснований
Среди исследований по учету неоднородности оснований при расчете их несущей способности наибольшую практическую ценность имеют решения, полученные для двухслойных оснований. Изучены типичные случаи, при которых:
1 несущий слой грунта менее прочен, чем подстилающий его пласт рис. IV. 10, а;
2 фундамент опирается на пласт, имеющий большую прочность, чем подстилающий слой рис. IV. 10, б.
Экспериментальные исследования Брауна Brown и Мейергофа показали, что в первом случае при нарушении прочности происходит выдавливание в стороны верхнего слоя, сжимаемого сверху фундаментом, а снизу — более прочным подстилающим слоем. Во втором случае прочность основания характеризуется вертикальны-
л» г»
-X-
L
г
Слабый слой с,; Ф,
г
Ss i
w w м а -X-
Прочньн слои с2; Ф2
И Прочный слой гг. с,;Ф,
Г
Слабый слой сг; Фг А
а 6
Рис. IV. 10. Варианты двухслойного основания при: в — cj.cc»; б«схса
262

ми поверхностями скольжения по периметру подошвы фундамента. Основываясь на указанных предпосылках и моделируя основание жесткопластичной средой, для определения несущей способности двухслойного глинистого основания в недренированных условиях quit предложена формула, имеющая одинаковую структуру для обоих случаев:
quit cNm 1 К d' y'DjNq, IV.28
где c — недренированное сопротивление сдвигу верхнего несущего слоя; Nm — модифицированный коэффициент несущей способности, определяемый различным образом в каждом варианте двухслойного основания. Соответствующие рекомендации приводятся ниже.
Для случая с менее прочным верхним слоем рис. IV. 10, а параметр Nm определяют по табл. IV. 15 в зависимости от соотношения размеров подошвы фундамента LIB, относительной толщины верхнего слоя НВ и отношения сопротивлений сдвигу слоев грунта k ctcv
Для двухслойного основания с более прочным верхним слоем рис. IV. 10, б коэффициент
1р kcNc, IV.29
где р BL2 В L Н — коэффициент, характеризующий геометрические размеры подошвы при вдавливании фундамента в грунт; к сгс1 — соотношение удельных сцеплений слоев грунта; 'C Q2BL — коэффициент формы подошвы по Мейергофу см. табл. IV. 10; Nc — безразмерный коэффициент несущей способности см. табл. IV.9, по Мейергофу при Ф 0 Nc 5,1.
Наряду с приведенными аналитическими решениями в расчетах двухслойных оснований используют упрощающие предпосылки, сводящие задачу к условиям однородного напряженного состояния. На основе экспериментальных исследований полагают, что при опирании фундамента шириной В на верхний, более прочный слой толщиной И возможны следующие расчетные случаи:
а HIB 3,5 — нижний слабый слой не учитывается в расчете;
б 1,5 НВ 3,5 — определяют несущую способность нижнего слоя, считая слой пригрузкой и принимая распределение напряжений в этом слое по методу 60° см. рис. IV. 18;
в НВ 1,5 — распределительную способность верхнего слоя
при определении несущей способности рассчитываемого нижнего слоя учитывают более осторожно, принимая ширину грузовой площади при ЯВ 1, равной fil .Аналогично при верхнем слабом слое G относительной толщиной НВ 3,5 нижний, более прочный, слой не учитывается. При НВ 3,5 необходимо обеспечить непродавливание верхнего слоя.
Несущую способность композитных систем, состоящих из нескольких чередующихся тонких слоев грунтов различной прочности,
263

Таблица IV. 15. Коэффициент несущей способности Nm при расчете двухслойных оснований
Протяженные прямоугольные фундаменты LB 5
„ Квадратные или круглые фундаменты
CtfCx
НВ
0,50
0,25
0.17
0,125
0,10
0,05
0
0,25
0,125
0,08
0,06
0,05
0,025
0
1,0
5,14
5,14
5,14
5,14
5,14
5,14
5,14
6,17
6,17
6,17
6,17
6,17
6,17
6,17
1,5
5,14
5,31
5,46
5,59
5,70
6,14
7,71
6,17
6,34
6,49
6,63
6,76
7,25
9,25
2,0
5,14
5,43
5,69
5,92
6,13
6,96
10,28
6,17
6,46
6,73
6,98
7,20
8,10
12,34
3,0
5,14
5,59
6,00
6,38
6,74
8,16
15,49
6,17
6,63
7,06
7,45
7,82
9,36
18,51
4,0
5,14
5,69
6,21
6,69
7,14
9,02
20,50
6,17
6,73
7,26
7,75
8,23
10,24
24,68
5,0
5,14
5,76
6,35
6,90
7,42
9,66
25,70
6,17
6,80
7,40
7,97
8,51
10,88
30,85
10,0
5,14
5,93
6,69
7,43
8,14
11,40
51,40
6,17
6,96
7,74
8,49
9,22
12,58
61,70
00
5,14
6,14
7,14
8,13
9,14
14,14
оо
6,17
7,17
8,17
9,17
10,17
15,17
оо

исследовал Жиро Giroud. В результате исследований предложена формула
- iv.30
где quit — несущая способность слоистого основания; quit — несущая способность наиболее прочного слоя в предположении, что вся толща сложена этим грунтом; Ф°, Ф° — углы внутреннего трения соответственно наиболее прочного и наиболее слабого слоев.
Диапазон применимости формулы IV.30 определяется разностью Ф° — -Ф°, которая не должна превышать 25°.
IV.5.6. Выбор коэффициента запаса
Как отмечалось, допускаемое давление на грунт qaU получают, корректируя результаты аналитических решений о несущей способности основания введением понижающих коэффициентов запаса. При этом возможны два подхода: с использованием единого коэффициента запаса или с. введением системы отдельных коэффициентов.
В традиционном подходе допускаемое давление qati под подошвой фундамента получают как отношение предельного давления qult к единому коэффициенту запаса Fs, интегрально учитывающему возможные отклонения нагрузок и характеристик грунта в неблагоприятную сторону:
qati quitFs‘ IV.31
Иногда нормами устанавливается постоянное значение коэффициента Fy Так, например , в нормах ФРГ Fs 2, Великобритании и Франции наиболее употребительное значение Fs 3,0.
Чаще к назначению этой величины подходят дифференцированно. Существенно влияют на выбор коэффициента запаса следующие факторы назначение и класс здания; вид фундамента; характер нагрузок на основание; способы определения и достоверность вводимых в расчет механических характеристик грунта; вид грунтового основания.
При проектировании капитальных сооружений используют обычно коэффициент запаса в пределах от 1,7 до 3: для отдельно стоящих и ленточных фундаментов Fs 2.3; для плитных — Fs 1,7.2,5.
Значение коэффициента запаса зависит от комбинации нагрузок, вводимых в расчет. Если в расчетах учитывается сочетание нагрузок, действующих большую часть времени эксплуатации постоянные, временные и снеговые нагрузки, то коэффициент принимают равным Fs 3. Если помимо названных принимается во внимание также максимальное значение одной из кратковременных нагрузок например, ветровой или сейсмической, то коэффициент запаса может быть снижен до Fs 2.
При наличии сомнений относительно достоверности механических характеристик и нагрузок, используемых в расчете,
10 8-919
265

вначенне коэффициента запаса может быть повышено до 4. При проектировании временных сооружений коэффициент запаса снижают до Fs 1,5.
Для капитальных зданий и сооружений, возводящихся в условиях однородных грунтовых напластований, при проектировании отдельно стоящих и ленточных фундаментов Весичем предложена табл. IV. 16, в которой значения коэффициента запаса Fs приводятся в зависимости от категории здания и достоверности характеристик грунта, вводимых в расчет. Классификация зданий принята по характеру нагрузок и степени ответственности объектов.
Таблица IV.16. Минимальные значения коэффициентов запаса Fs при Проектировании фундаментов мелкого заложения
Категория соо¬
Типичные сооружения данной категории
Характеристика категорий сооружений
Значение Fs в зависимости от объема инженерных изысканий
ружений
полный
объем
ограни¬
ченный
А
Железнодорожные мосты; склады; доменные печи; подпорные стены
Действие максимальной проектной нагрузки весьма вероятно в течение всего времени эксплуатации; последствия аварии катастрофичны
3,0
4,0
В
Автодорожные мосты; легкие промышленные и общественные здания
Действие максимальной проектной нагрузки возможно лишь время от времени; последствия аварии серьезны
2,5
3,5
С
ЖиАые и конторские здания
Действие максимальной проектной нагрузки маловероятно
2,0
ЗД
Примечания: 1. Для высоких зданий типа домен и башен или в других случаях, когда возможна авария в результате прогрессирующего снижения несущей способности основания, значения Fs следует увеличивать на 20.50.
2. Для временных сооружений коэффициенты Fs могут быть уменьшены ва 25 . Однако значения Fs не могут быть меньше 2.
Вариантность коэффициента запаса особенно важна при проектировании фундаментов в глинистых грунтах, склонных к пластическому течению. Установлено, чте степень снижения прочности во времени таких грунтов тесно связана с показателем структурной прочности St, являющимся отношением прочностей грунта к одноосному сжатию в ненарушенном и перемятом состоянии. Поскольку экспериментальные методы определения длительной прочности довольно трудоемки, для высокоструктурных грунтов предлагают различать коэффициенты запаса в зависимости от показателя St н характера возводимого здания табл. IV. 17.
Второй подход к определению допускаемого давления, получивший распространение в 70-е года, состоит в использовании не
266

Таблица IV.17 Коэффициенты запаса для глинистых грувто в зависимости от их структурной прочности Sf по Г. П. Чеботареву
Структурная прочность грунта Sf
Коэффициент запаса F для сооружений
капитальных
временных
St 4
3
2,5
St 2. 4
2,7
2,0
St 1.2
2.5
13
St 1
2,2
1.6
скольких коэффициентов запаса. При таком подходе возможные неблагоприятные отклонения нагрузок и механических характеристик грунта от предполагаемых значений учитываются отдельными коэффициентами, которые даны по рекомендациям Б. Хансена в табл. IV. 18.
Согласно Б. Хансену, определение допускаемого давления осуществляется в следующем порядке:
Таблица IV.18. Дифференцированные коэффициенты запаса при проектировании фундаментов мелкого заложения по Б. Хансену
Коэффициенты для нагрузок
Вид нагрузки
Значение
Постоянная
1,0
Полезная
1,5 1,25
Ветровая
1,5 1,25
Давление
гидростатическое постоянное
1,0
изменяющееся
1,2 1,10
Давление земли или засыпки в силосах
1,2 1,10
Коэффициенты для прочностных характеристик
Прочностной параметр
Значение
Сцепление с
Коэффициент внутреннего трения tg Ф
2,0. 2,5 1,80 1,20 1.10
Примечание. Данные в скобках относятся к временным зданиям или к экстраординарным комбинациям нагружения например, постоянная нагрузка наиболее неблагоприятная полезная нагрузка наиболее неблагоприятная ветровая нагрузка.
267

1 устанавливаютноминальные значения прочностных парамет ров, разделив их средние значения на соответствующие коэффициенты запаса табл. IV. 18;
2 определяют номинальную несущую способность основания, подставляя в расчетные формулы предельного давления номинальные значения прочностных характеристик;
3 принимая суммарную нагрузку на фундамент, равной единице, определяют долю каждого вида нагрузки в расчетной комбинации нагрузок;
4 суммируя произведение каждой нагрузки в относительном выражении на соответствующий коэффициент табл. IV. 18, определяют средний коэффициент запаса для нагрузки;
5 разделив номинальную несущую способность на средний коэффициент запаса для нагрузок, получают допускаемое давление на основание.
Сопоставляя оба подхода к определению допускаемого давления, отметим, что второй подход дает, как правило, более экономичные решения, поскольку позволяет более гибко учитывать конкретные условия проектирования.
Своеобразной комбинацией первого и второго подходов является способ, при котором общий коэффициент запаса F, определяют как произведение частных коэффициентов ft нормы ВНР; Дембицкий, 1981:
FsfiftM IV.32
Факторы, оцениваемые коэффициентами f9 и их средние значения для апробированных сооружений в удовлетворительных грунтовых условиях приведены в табл. IV. 19.
Таблица IV. 19. Факторы, учитываемые при определении коэффициента запаса Fs по Дембицкому
Условные обозначения и наименование учитываемого фактора
Рекомендуемые значения f
h
погрешности при определении нагрузок
постоянных
fid
1,1. 1,2
временных
fu
1,1.1,2
точность определения физико-меха¬
песчаных
fis
1,25
нических характеристик грунтов
пылевато¬
глинистых
2 о
1,30
h
точность используемых методов способности основания
расчета несущей
1,05. 1,10
и
ограничение по деформациям сооружения, основанном на грунте
песчаном
fs
1,25
глинистом
fic
1,60

Рассмотренный способ является приближением к методу расчета по предельным состояниям.
В СССР проектирование оснований и конструкций по методу предельных состояний, в котором системой коэффициентов учитывается все многообразие влияющих факторов, ведется с 1955 г.
IV.6. ДОПУСКАЕМОЕ ДАВЛЕНИЕ ПО УСЛОВИЯМ ОБЕСПЕЧЕНИЯ БЕЗОПАСНОЙ ОСАДКИ
Отмечалось, что обычно в ходе расчетов не очень широких фундаментов вначале определяют допускаемое давление исходя из обеспечения несущей способности основания. Полученное допускаемое давление не должно вызывать чрезмерной осадки фундамента, для чего выполняют деформационные проверки. Необходимо, чтобы осадка S при давлении qc не превышала предельно допустимую осадку Sail,
S Sail. IV.33
В процессе деформирования основания под действием внешней нагрузки выделяют три компонента осадки, различным образом развивающиеся во времени: начальная немедленная осадка S; консолидационная вторичная Ss.
Начальная осадка S, рис. IV. 11, а происходит сразу же после приложения нагрузки за счет горизонтальных перемещений частиц грунта. В этом случае наблюдаются деформации формоизменения, однако прочность грунта не нарушается, т. е. деформации имеют вполне упругий характер.
Деформационные показатели грунта при расчете этого компонента осадки принимаются из следующих соображений. Поскольку начальная осадка длится очень короткое время, модуль деформации Е в этой стадии характеризует главным образом упругие свойства грунта и определяется в ходе неконсолидированно-недренированного сжатия НН-испытания. Для водонасыщенных грунтов коэффициент Пуассона принимают равным ц 0,5, имея в виду, что изменения объема при этом виде деформации несущественны.
Для ненасыщенных грунтов наличие объемных деформаций может учитываться значениями 0,5. Начальная осадка присуща грунтам с высокой проницаемостью при коэффициенте фильтрации kp 10“4 смс и больше. К таким грунтам относятся все несвязные отложения, а также тонко¬
dS0tt-
Рис. IV.11. Развитие составляющих осадки во времена: а — начальная осадка Su б— консолидационная осадка Sc 1 в — вторичная осадка S8i — полная осадка 5
269

дисперсные грунты илы и глины со степенью водонасыщения G 0,9.
Консолидационная осадка Sc рис. IV. 11, б развивается преимущественно за счет уплотнения грунта. По мере отжатия воды из пор грунта уменьшается его пористость, возрастает эффективнее давление о и стремится к нулю поровое давление и. Предполагают, что при и 0 консолидационная осадка завершается. В качестве деформационных характеристик основания используют модуль деформации Ес, модуль сжатия М или коэффициент, компрессии, называемый также показателем сжимаемости Сс которые определяются по методике консолидированно-дренированных испытаний КД-испытания. Компонент Sc обычно преобладает среди рассматриваемых видов осадки. Консолидационная осадка характерна для всех полностью водонасыщенных или почти насыщенных тонкодисперсных отложений, имеющих коэффициент фильтрации kp 10-4 смс.
Вторичная осадка Ss вызывается деформациями ползучести. Деформации этого вида возникают в связных грунтах при нагрузках, превышающих некоторую величину, называемую пределом длительной прочности. Благодаря высоким значениям коэффициента запаса, обычно принимаемым при определении допускаемого давления, осадки Ss возникают редко. Существенное значение они могут иметь в высокоорганических грунтах и некоторых мягких глинах. К сожалению, до настоящего времени нет апробированных практических методов расчета вторичной осадки.
Методы расчета начальных и консолидационных осадок можно разделить на три группы: а решения теории упругости об осадке различных точек на поверхности упругого полупространства;
б методы расчета, оценивающие осадку в пределах активно сжимаемой толщи; в экспресс-методы, основанные на значительных упрощениях.
Методы первой группы применяют главным образом для оценки начальной осадки, причем в качестве деформационной характеристики основания используют модуль деформации Et, полученный в НН-испытаниях. Решения теории упругости могут применяться и для определения консолидационной осадки с введением в расчетные формулы вместо модуля Е модуля деформации Ес, определяемого в КД-испытаниях. Обычно при расчетах консолидационной осадки используются методы второй группы. Экспресс-методы необходимы в предварительных расчетах, при сравнении вариантов фундаментов.
Подробные рекомендации по назначению деформационных характеристик грунтов, используемых в формулах расчета осадок, Ааны в IV.7.

IV.6.1. Решения теории упругости
об осадках поверхности упругого полупространства
Решения теории упругости получены для различных вариантов загружения при разных жесткостях фундамента и очертаниях его подошвы.
Большинству решений для определения вертикальной осадки равномерно нагруженного фундамента может быть придан единообразный вид:
S qBl-J, IV.34
где q — среднее давление под подошвой фундамента; В — короткая сторона подошвы для круглого фундамента — его диаметр; ц — коэффициент Пуассона основания; Е — модуль деформации основания при расчете начальной осадки — Eit консолидациопной — Ес J — безразмерный коэффициент, зависящий от соотношения сторон подошвы и жесткости фундамента табл. IV.20.
Таблица VI. 20. Коэффициенты влияния Jc, Jcr, Ja Jr, Jт при расчете деформаций основания по модели линейно деформируемого полупространства
Коэффициент J для характерных точек фундаментов
Ьлпив плплтттпи
гибкого
жесткого
чирма подишвы фундамента
осадка центра Jc
угловая осадка Jcr
средняя осадка Ja
Jr
Jm
Круг
1,0
0,64
0,85
0,88
6,0
Квадрат
1,12
0,56
0,95
0.82
3,7
Прямоугольник:
LB 0,2
2,29
» 0,5
3,33
» 1,5
1,36
0,68
1,15
1,06
4,12
» 2
1,53
0,77
1,30
1,20
4,38
» 5
2,10
1,05
1,83
1,70
4,82
» 10
2,54
1,27
2,25
2,10
4,93
» 100
4,01
1,00
3,69
3,40
5,06
Используется также коэффициент Jr 0,79 я4.
Коэффициенты J табл. IV.20 даны по решениям Шлейхера, Буссинеска, В. Г. Короткина и представляют: Jc — осадку середины совершенно гибкого фундамента; Ja — среднюю осадку гибкого фундамента; Jcr — осадку угла гибкого фундамента; Jr — осадку совершенно жесткого фундамента. Таким образом, возможно определять осадки характерных точек гибкого фундамента, что необходимо для оценки влияния смежных фундаментов и учета пригрузки на полах в деформационных расчетах.
Формула IV.34 получена для фундамента, расположенного на поверхности земли. Влияние заглубления фундамента на его осадку
271

Рис. IV. 12. Корректирующий коэффициент kD учитывающий влияние заглубления фундамента на его осадку
предлагается учитывать, используя графики Фокса Fox рис.
IV. 12, в зависимости от относительной глубины заложения фундамента DfYAf где Df и Af — соответственно глубина заложения и площадь подошвы фундамента, а также от соотношения сторон подошвы LB 1; 9; 100. Графики рис. IV. 12 позволяют определить корректирующий коэффициент kDf, на который надо умножать осадку, вычисленную по формуле IV.34.
Крены жестких фундаментов рассчитываются по формуле Ли Lee, 1962 г.
М, 1 — U2
—шг1 IV35
где 0 — угол поворота фундамента; L и В — стороны подошвы фундамента, причем поворот осуществляется вдоль стороны L; ML — изгибающий момент; Jm — коэффициент влияния, зависящий от соотношения LВ табл. IV.20.
Выражения IV.34, IV.35 применяются в случае однородной ежимаемой толщи на глубину не менее 2,5 В где В — ширина подошвы фундамента при действии кратковременных нагрузок. Важное значение имеет также степень водонасыщения глинистых грунтов. Формулы IV.34, IV.35 не рекомендуется использовать, если грунтовая толща сложена водонасыщенными глинами. Если однородная сжимаемая толща на глубине менее 2,5В подстилается скальной породой, то для расчета начальной осадки следует применять решения, основанные на модели линейно деформируемого слоя например, см. формулу IV.36. При этом в качестве деформационного параметра грунта используют недренированный модуль деформации Ei см. IV.7.
При расчете консолидационной осадки для слоистого основания в формулы IV.34, IV.35 вводится средневзвешенное значение модуля Et или Ес.
Для основания, представленного двумя слоями верхним толщиной Н с модулем деформации Ev коэффициентом Пуассона и бо¬
872

лее деформативным подстилающим слоем с параметрами Е2 и ц2 причем Е2 fj решена задача об осадке центра равномерно загруженного круга на поверхности основания. Решение, выполненное с использованием теории упругости, получено в предположении отсутствия скольжения на границе слоев. Для практического использования решения Бурмистером Burmister, 1985 г. рекомендована формула
Su aSioo, IV.36
где Slt — осадка центра загруженного круга на поверхности двухслойного основания; Sic — осадка центра загруженного круга на поверхности однородного полупространства с модулем деформации Е2 и коэффициентом Пуассона ц2; а — корректирующий коэффициент, учитывающий слоистость основания.
Значения коэффициента а для случая Ц щ 0,4 даны в табл. IV.21 в зависимости от соотношения модуля деформации EJEi и относительной толщины верхнего пласта HJB, где В — диаметр загруженного круга.
Таблица IV. 21. Значения корректирующего коэффициента а при расчете осадки двухслойного основания
вн
Коэффициент а при соотношении EJEt
1
2
5
10
100
0
1,000
1,000
1,000
1,000
1,000
0,1
1,000
0,972
0,943
0,923
0,760
0,25
1,000
0,885
0,779
0,699
0,431
0,5
1,000
0,747
0,566
0,463
0,228
1,0
1,000
0,627
0,399
0,287
0,121
2,5
1,000
0,550
0,274
0,175
0,058
5,0
1,000
0,525
0,238
0,136
0,036
оо
1,000
0,500
0,200
0,100
0,010
IV.6.2. Методы расчета, оценивающие осадку в пределах активно сжимаемой толщи
В зависимости от способов назначения активной зоны различают следующие методы, в которых:
а активная зона ограничена практически несжимаемой породой;
б определяется толщина сжимаемой толщи.
Методы подгруппы «а» базируются на решениях теории упругости о сжатии линейно деформируемого слоя, подстилаемого жестким основанием.
Приведены результаты исследования Уешиты Ueshita и Мейергофа. Решение для вычисления осадки угловой точки равномерно нагруженного прямоугольника получено в двух вариантах: при наличии трения на контакте сжимаемого слоя и жесткого основания
273

Рис. IV. 13. Коэффициент влияния для вычисления осадки равномерно
нагруженного прямоугольного гибкого фундамента, расположенного на линейно деформируемом слое конечной толщины по Уешита и Мейергофу: а —при коэффициенте Пауссона М-0,3; б — при м,0.5 сплошные линии — при наличии трения между сжимаемым слоем и жестким основанием; прерывистые линии — при
отсутствии трения
к при его отсутствии. Для определенных значений коэффициента Пуассона осадка Scorn угловой точки может быть определена по формуле
Scorn Я-§ Jam, IV.37
где Jum — безразмерный коэффициент, определяемый по графикам при коэффициенте Пуассона грунта ц, 0,3 — по рис. IV. 13, а, при J, 0,5 — рис. IV. 13, б
Как видно из рис. IV. 13, коэффициент Jum является функцией относительной толщины сжимаемого слоя НВ и соотношения сторон подошвы фундамента Li В. Осадку центра площадки загружения или других характерных точек получают, используя метод угловых, точек см. гл. II.
В методах подгруппы «б» вначале определяют нижнюю границу сжимаемой толщи. Иногда, следуя рекомендациям Терцаги, принимают границу активной зоны сжатия на глубине, где дополнительные напряжения составляют 20 от среднего давления под подошвой фундамента. Обычно же принимается условие, чтобы на нижней границе сжимаемой толщи выполнялось определенное соотношение между дополнительным напряжением от внешней нагрузки о2Р и напряжением от собственного веса грунта azg. В практике США, ФРГ и других стран полагают, что для фундаментов гражданских и промышленных зданий ozglazp 10.
Для реализации указанного условия выполняют следующее строят эпюру напряжений от собственного веса грунта azg и от дополнительных напряжений агР; определяют глубину сжимаемой толщи рис. IV. 14.
Эпюра напряжений от собственного веса грунта возрастает линейно о глубиной
Ozgt bhi IV.38
874

IIIIIIIIIIIIIII
Рис. IV. 14. Схема к определению нижней границы сжимаемой толщи
Рис. IV. 15. Характер деформаций под подошвой фундамента в зависимости от его жесткости: а — для абсолютно жестких фундаментов;
б — для абсолютно гибких фундаментов
где yi — удельный вес i-го пласта грунта; bt— толщина i-ro пласта; п — количество пластов грунта, залегающих до глубины, на которой определяется напряжение a2g.
Распределение дополнительных напряжений агР по глубине получают, используя решения теории упругости. Для равномерно нагруженных фундаментов конечной жесткости осадки в различных точках подошвы неодинаковы. В общем случае максимальная осадка в центре совершенно гибкого фундамента больше средней осадки жесткого фундамента.
Сравнивая осадки совершенно гибкого и совершенно жесткого фундаментов рис. IV. 15, возможно определить точки, осадки которых при прочих равных условиях не зависят от жесткости подошвы. Такие точки называют характеристическими, а их осадку считают средней осадкой фундамента. В соответствии с исследованиями Грассгофа Grasdioff положение характеристических точек дано на рис. IV. 16.
Кани Капу получено распределение с глубиной дополнительных напряжений а2Р по оси, проходящей через характеристическую точку равномерно загруженного прямоугольного фундамента. Расчетная зависимость по вычислению напряжений ozP может быть представлена в виде
Jzp Jz4 IV.39 iv 1 в п
Рис. IV. 16. Положе-
где q — среднее давление по подошве фунда- ние характеристичен мента; Jг — безразмерный коэффициент изме- ск»х точек для фун-
нения дополнительных напряжений с глуби- дамента по Грассгофу:
ной, зависящий от соотношения сторон по- а пряМкру™ыхЫХ: 6
275

Таблица IV.22. Коэффициент Jz уменьшения дополнительных напряжений
с глубиной по Кани
Коэффициент влияния Jz при п LfB
гВ
1.0
1,5
2,0
3,0
5,0
10,0
10,0
0,05
08
0,98
0,99
0,99
0,99
0,99
0,99
0,10
6,90
0,90
0,93
0,94
0,94
0,94
0,94
0,15
0,79
0,84
0,86
0,88
0,88
0,88
0,88
0,2
0,69
0,76
0,79
0,81
0,82
0,83
0,83
0,3
0,56
0,62
0,66
0,71
0,73
0,74
0,74
0,5
0,41
0,46
0,50
0,56
0,60
0,63
0,63
в,7
0,32
0,37
0,40
0,45
0,51
0,55
0,56
1,0
0,23
0,28
0,31
0,35
0,40
0,45
0,47
1,5
0,14
0,18
0,21
0,24
0,28
0,33
0,36
2,0
0,09
0,13
0,15
0,17
0,21
0,25
0,29
3,0
0,05
0,07
0,08
0,10
0,13
0,16
0,20
5,0
0,02
0,03
0,03
0,05
0,06
0,08
0,13
7,0
0,01
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,09
10,0
0
0,01
0,01
0,01
0,02
0,03
0,06
20,0
0
0
0
0,01
0,01
0,03
дошвы фундамента LIB и относительной глубины zB точки, в которой определяется напряжение стгР табл. IV.22.
Сопоставляя напряжения агР и агР на различных глубинах, устанавливаем нижнюю границу сжимаемой толщи.
Часто при назначении толщины активной зоны вводят дополнительные допущения, упрощающие анализ напряжений в грунтовом массиве.
При определении напряжений от собственного веса грунта считают удельный вес грунта постоянным 16 кНм3. Вычисляя дополнительные напряжения под отдельным фундаментом с небольшой площадью подошвы, допускают, что нагрузка основанию передается в виде вертикальной сосредоточенной силы V. Эго позволяет использовать формулу Буссинеска для определения вертикальных напряжений огР в упругом полупространстве от силы V, приложенной на его поверхности рис. IV. 17:
v °477 пг
Ozp -2 —-Т75. IV.40
г 1 гг
Для фундаментов с развитой подошвой нельзя пренебречь ее размерами, поэтому при оценке распределения дополнительных напряжений используют приближенный метод 60-ти градусов, согласно которому напряжения по глубине распределяются в пределах некоторой усеченной пирамиды, боковые грани которой наклонены под углом 63° 30' к горизонту рис. IV. 18. Исходя из равномерного распределения напряжения по горизонтальным площадкам, получаем: I
aPL 2B 2»
Йтеа. IV.41
276

Рис. IV. 17. Схема к определению вер- Рис. IV. 18. Распределение дополни-
тикальных напряжений от сосредото тельного напряжения по приближен-
ченной силы V по Буссинеску ному методу 63°30'
Нагрузка на фундамент под колонну, мН
Нагрузка под подошвой фундамента, кНмг
Рис. IV.19. Графики для определения мощности сжимаемой толщи для фундаментов:
а — небольших размеров, загруженных сосредоточенной силой; б — с развитой подошвой
где огР — дополнительные напряжения на глубине г от подошвы фундамента; L и В — размеры подошвы фундамента; q — равномерно распределенная нагрузка по подошве фундамента.
С учетом допущений относительно распределения напряжений от собственного веса грунта и дополнительных напряжений возможно оценивать глубину активной зоны т0с использованием графиков. На рис. IV. 19, а представлен график, построенный на основе решения Буссинеска для отдельно стоящего фундамента под колонну. При построении графика для фундамента с развитой подошвой рис. IV. 19, б использован метод 63°. Оба графика получены в предположении, что нагрузка приложена к поверхности грунта. Поэтому для заглубленных фундаментов нижняя граница сжимаемой толщи, получаемая по графикам, должна отсчитываться от подошвы фундамента.
277

Методы вычисления осадки в пределах активной сжимаемой зоны различным образом реализуют выражение
г
S ezdz, IV.42
о
где z— глубина активной зоны от подошвы фундамента; е.г — относительная деформация основания на глубине г.
По способу реализации выражения IV.42 можно выделить две подгруппы следующих методов:
1 осадка определяется суммированием деформаций отдельных слоев конечной толщины;
2 основанные на интегрировании выражений теории упругости для напряжений или деформаций.
В методах послойного суммирования выражение IV.42 преобразуется следующим образом:
2 П
S zdz BtAzi, IV.43
о
где е — относительная деформация t-ro пласта грунта; Дzt — толщина t-ro пласта; п — количество пластов в пределах активной
80НЫ.
Толщины пластов неодинаковы и обычно равны мощности геологических слоев. Однако если какой-либо пласт сжимаемой толщи имеет значительную мощность, то его делят на несколько слоев так, чтобы в пределах каждого слоя изменения дополнительных напряжений не превышали 50 .
Рассмотрим особенности методов обеих подгрупп на примерах: 1 метода послойного суммирования в условиях компрессионного сжатия; 2 метода Канн.
В разновидности метода послойного суммирования, допускающей, что слои активной зоны деформируются без возможности бокового расширения, относительная деформация каждого слоя:
ег Ае е0, IV.44
где Ае— изменение коэффициента пористости при изменении дополнительного напряжения от значения а, —о на кровле t-ro слоя до значения azp, t на подошве этого же слоя; е0 — начальный коэффициент пористости.
В свою очередь, изменение коэффициента пористости Ае прямо пропорционально параметру lga, характеризующему соотношение дополнительных напряжений стгр и напряжений от собственного веса грунта azg на данной глубине г. Зависимость, связывающая параметры Ае и lga, имеет вид рис. IV.20:
Ае CcIga Св lg , IV.45
278

где Дozp — изменения дополнительных напряжений, вызывающие изменение коэффициента пористости на величину Де; С с — коэффициент компрессии см.
IV.7.
Сопоставляя выражения IY.43. IV.45, получаем расчетную формулу определения осадок методом суммирования:
-Si
Аг.
il
е0 i
Сс g
yzg, i
Д а
zp, i
zt i
Рис. IV.20. Кривые компрессии:
1 — нормально консолидированные грунт; 2 — предварительно уплотненный; 3 — вероятное значение предуплотняющего давления
I IV.46
Расчетная предпосылка о компрессионном сжатии, используемая
в формуле IV.46, справедлива при условии, что фундамент, опирающийся на водонасыщенную глину, имеет большие размеры, чем толщина сжимаемой толщи. В противном случае значения осадки, определенной по формуле IV.46, могут существенно отличаться от фактических. Скемптон и Бьеррум предлагают корректировать компрессионную осадку Sc, умножая ее на коэффициент Jeon'-
С0ГГ ScJ С
iv.4:
Полуэмпирическая поправка Jcon зависит от соотношения НВ, коэффициента порового давления А, вида грунта и характера отложений с точки зрения их уплотненности. Если природное давление грунта напряжение от собственного веса в настоящий момент является максимальным за все время существования грунта, то это нормально консолидированное отложение. Если грунт в течение своей геологической истории уплотнялся давлением большим, чем существующее природное, то это переуплотненный грунт см. рнс. IV.20. Паровое давление и степень уплотненности, необходимые для назначения Je„T, определяют по данным стабилометрических и компрессионных испытаний см. IV.7. Значения Jcorr принимают по специальному графику Скемптона. Для водонасыщенных глин допустимо использование следующих данных:
Глины
очень чувствительные мягкие аллювиальные и морские нормальные консолидированные предварительно уплотненные
испытавшие значительное предварительное уплотнение
1.0. 1,2 0,7. 1,0 0,5. 0,7 0,2. 0,5
В методе Кани, исходя из ц 0, связь между вертикальными напряжениями огр и относительными деформациями е2 определяется равенством
в - огрМ, IV.49
279

где М — модуль деформации в условиях, когда коэффициент Пуассона а 0, называемый модулем сжатия.
Подставляя равенство IV.49 в выражение IV.42, получаем
2 г
S f oZp dz J огр dz. IV.50
о о
Решение Кани получено интегрированием в пределах сжимаемой толщи значений вертикальных напряжений огр по оси, проходящей через характерную точку. Как отмечалось, осадка характерной точки не зависит от жесткости фундамента, а дополнительные напряжения по вертикали, проходящей через эту точку, определяются формулой IV.39. В итоге расчетная формула Кани для определения средней осадки Sa прямоугольных фундаментов
Sa qBMJz, IV.51
где q — равномерно распределенное давление под подошвой фундамента; В — ширина подошвы; г — безразмерный параметр, зависящий от относительной величины мощности сжимаемой толщи гВ и соотношения сторон подошвы фундамента LВ см. табл. IV. 22.
Эта формула получена для однородной активной зоны грунта, характеризующейся постоянным модулем сжатия. Если грунтовая толща представлена слоистыми отложениями, то формула IV.51 приводится к виду, реализующему идею послойного суммирования:
S qBj±Jz‘l-lK IV. 52
П
где п — количество пластов в пределах сжимаемой толщи, характеризующихся различными модулями сжатия; JZt-о и Jzi — значения коэффициента Jz соответственно на глубинах залегания кровли и подошвы i-ro пласта, определяемые для данного соотношения размеров подошвы LВ см. табл. IV.22; Mi— модуль сжатия t-ro пласта грунта.
IV.6.3. Экспресс-методы расчета осадок
В экспресс-методах используют упрощающие предпосылки относительно характера дополнительных напряжений и толщины сжимаемой толщи.
В методике Б. Хансена и Лундгрена Lundgren распределение дополнительных напряжений по глубине принимается по методу 60° см. рис. IV. 18. При этом уплотняющие напряжения на глубине г для прямоугольного фундамента см. § IV.6.2 определяются формулой IV.41'
_ qLB °гр- LzBzj-

Для ленточного фундамента формула IV.41 принимает вид
агр дВВ г. IV.53
При определении толщины сжимаемой толщи т0 применяют упрощенный прием, используя графики рис. IV. 19. Также предполагают, что сжимаемая толща находится в условиях компрессионного сжатия.
Основываясь на выражении IV.50 и учитывая приведенные допущения, осадку 5 по методу Б. Хансена — Лундгрена выражают для различных фундаментов следующими формулами: прямоугольного, загруженного силой V,
IV.54
ML— BLm„ В
квадратного при В L
IV.55
ленточного
S nB-, IV.56
где т0 — толщина сжимаемой толщи; М — модуль деформации при ц 0; В и L — размеры подошвы фундамента; v — нагрузка на метр фундамента.
Для определения влияния заглубления фундамента значения осадки S, полученные по формулам IV.54.IV.56, умножают на редукционный коэффициент крг, определяемый по графикам
«м. рис. IV. 12 и зависящий от относительной глубины заложе¬
ния фундамента Dff Af, где Df— глубина заложения фундамента, Af — площадь его подошвы.
В методе Яки Jaky задаются значением, толщины сжимаемой толщи т0, принимая ее для ленточных фундаментов т0 2В, для прямоугольных по формуле
щ 2В 1 — B2L. IV.57
Предполагают также, что дополнительные напряжения по глубине распределяются в пределах объема, ограниченного по боковой поверхности гиперболическими линиями рис. IV.21, а с расчетной формулой
»В. IV.58
Характер распределения дополнительных напряжений в горизонтальных сечениях принимается по рис. IV.21, а, причем в зоне равномерного распределения, равной ширине подошвы В, напряжения определяются выражением
IV-59
281

Рис. IV.21. Схемы к определению осадки методом Яки:
а — распределение дополнительных напряжений по глубине; 6 — расчет осадок
Полагают также, что деформационные свойства грунта характеризуются модулем деформации М при р. 0.
Приведенные допущения позволяют использовать расчетную схему при определении осадок для слоистого основания рис. IV. 21, б. Основываясь на выражениях IV.50 и IV.59, осадка определяется вависимостью
s-SSt?- IV-eo
l
где •, — расстояние от нижней границы сжимаемой толщи до середины t-го пласта грунта; q — среднее давление под подошвой
фундамента; Azf — толщина t'-ro пласта грунта.
Для однородного грунта в пределах сжимаемой толщи формула IV.60J упрощается;
5 qtnjm. IV.61
IV.6.4. Предельно допустимые деформация
В качестве критерия допустимых деформаций предпочтительнее использовать неравномерные дифференциальные осадки, поскольку именно этот вид деформаций является причиной нарушений надземных конструкций. Исследованиями установлено, что наряду с относительными неравномерными деформациями для определенеых классов зданий при образовании трещин характерными являются также абсолютные значения неравномерных осадок.
При установлении неравномерных осадок возникают определенные трудности, объясняемые известной неопределенностью действующих нагрузок и характеристик грунтовых напластований в пределах здания. В то же время наблюдения еа осадками построенных
282

зданий указывают на наличие корреляционной связи между неравномерной и средней осадками. В зависимости от грунтовых условий и вида здания отношения средней осадки к абсолютной неравномерной изменяется в диапазоне 0,2.0,75. Кроме того, средняя осадка в определенных обстоятельствах может оказаться чрезмерной по технологическим или архитектурным соображениям. В связи с этим помимо неравномерных осадок регламентируются также и средние максимальные.
Макдональд Macdonald и Скемптон провели наблюдения за осадками 98 зданий, построенных до 1950 г., с несущими конструкциями в виде железобетонных каркасов, стальных каркасов и несущих кирпичных стен. В результате ими была составлена таблица, в которой даны предельные уровни осадок, безопасных для конструкций табл. IV.23. Абсолютные значения неравномерных максимальных осадок нормируются в зависимости от вида грунта. Так, в пылевато-глинистых грунтах, осадка которых происходит в течение длительного времени, наблюдается эффект приспособления надземных конструкций. Поэтому в этом случае допускаемые осадки выше, чем при быстро деформирующихся песчаных грунтах.
Таблица IV.23. Безопасные дифференциальные осадки зданий по Макдональду и Скемптону
Вид деформаций
Безопасные деформации для фундаментов, см
отдельно
стоящих
плитных
Угловые искривления, приводящие к образованию трещины
Наибольшая разность осадок для грунтов:
1:300
пылевато-глинистых
4,453,8
песчаных
Максимальные осадки для грунтов:
з,
82,5
пылевато-глинистых
7,6 6,4
7,6. 12,76,4.10,2
песчаных
5,1 3,8
5,1.7,6 3,8—6,4
Примечание. Значения в скобках рекомендуются ддя проектирования.
В табл. IV.23 установлены значения максимальных осадок для одиночных и плиточных фундаментов. Использование плитных фундаментов ведет к снижению неравномерных деформаций. Однако их абсолютные осадки превышают осадки одиночных фундаментов, поскольку при равных удельных давлениях глубина гжнмямрй толщи больше в случае плитных фундаментов.
Анализ исследований Макдональда и Скемптона позволил сделать вывод, что конструктивные решения каркаса н материал невущих конструкций существенно влияют на предельно допустимые
283

значения осадок. Так, сталь, как более податливый материал, допускает большие перемещения, чем бетон или кирпичные стены.
Сопоставление табл. IV.23 с подобной табл. II. 1 см. 11.2, включенной в нормы СССР 10, показывает, что табл. 11.1 содержит полную номенклатуру сооружений и четкие критерии их предельных деформаций, выгодно отличаясь этим от табл. IV.23.
Во многих зарубежных руководствах по проектированию рекомендуется комплексная таблица предельных деформаций табл. IV.24, составленная по материалам советских и зарубежных специалистов.
Таблица IV.24, Предельные значения деформаций, применяемые за рубежом
Вид
Вид сооружения
Предельные деформа¬
деформации
ции см
Абсолютные
Дренажные сооружения
сл
со
о
осадки
Переходы
30.60
Каменная кладка стен
2,5.5
Рамные конструкций
5.10
Дымовые трубы, силосы, сплошные
8.30
плиты
Крены
Дымовые трубы и башни
0,004 В
Опоры под катящиеся устройства
0,01 L
Склады
0,01 L
Текстильные машины
0,003 L
Т у рбогенераторы
0,0002 L
Крановые пути
0,003 L
Санитарно-технические трубопроводы
0,01 L
Дифферен¬
Высокие непрерывные кирпичные стены
0,0005.0,001 L
циальные
Одноэтажное кирпичное промышлен¬
0,001.0,002 L
относительные
ное здание, трещины в стенах Железобетонные рамы зданий
смещения
0,0025.0,004 L
Железобетонные стены зданий
0,003 L
Стальные рамы:
0,002 L
статически неопределимые
статически определимые
0,005 L
Примечания: 1. Более высокие значения деформаций относятся к регулярным осадкам и менее чувствительным конструкциям, низкие значения — я нерегулярным осадкам и сооружениям, более чувствительным к осадкам.
2. L — расстояние между соседними опорами, испытывающими различные осадки, вли между двумя точками, которые деформируются неравномерно; В— ширина или диаметр фундамента.
1V.7. МЕХАНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ГРУНТОВ, ВВОДИМЫЕ В РАСЧЕТ ОСНОВАНИЙ
Прочностные параметры с и Ф, необходимые при расчете несущей способности оснований, обычно определяют по данным стабилометрических испытаний. В зависимости от условий приложения нагрувок назначается методика испытаний. Если предполагают, что скорость приложения постоянных и временных нагрузок от вре¬
284

менного строения будет превышать скорость рассеивания избыточного порового давления, то испытания проводят по методике неконсолидированно-недренированного сдвига быстрого сдвига. При возведении здания невысокими темпами потеря прочности может произойти в консолидированно-дренированных условиях. В этом случае испытания проводят по методике медленного сдвига.
Поскольку формулы для практических расчетов несущей способности основания получены для условий плоской задачи, что существенно отличается от условий работы грунта в стабилометре, некоторые авторы предлагают корректировать значения угла внутреннего трения Ф по данным трехосных испытаний: по рекомендациям Б. Хансена
где Фг — угол внутреннего трения по результатам трехосных испытаний; В и L — размеры подошвы фундамента, причем В L.
Б. Хансен полагает возможным использовать формулу IV.62 при значениях Фг 25°.
Прочностные свойства пылевато-глинистых грунтов определяют также в лопастных испытаниях, на одноосное раздавливание и на прибфах плоского среза. Методику испытаний назначают в соответствии с ожидаемыми темпами приложения нагрузок от надземного строения.
Отбор образцов для лабораторных испытаний несвязных грунтов представляет значительные сложности, поэтому прочностные свойства песков определяют в условиях естественного залегания. При этом чаще используют данные динамической пенетрации стандартным пробоотборником или результаты статического зондирования конусом. Усилия внедрения пенетрационных наконечников находятся в тесной корреляционной связисдеформативно-прочностными характеристиками грунтов.
В табл. IV.25 показана зависимость между характеристиками грунта плотностью сложения и углом внутреннего трения Ф и данными зондирования удельным сопротивлением грунта Си статическому погружению конуса диаметром 36 мм с углом при вершине 60° и количеством ударов Af молота весом 650 Н, необходимым для погружения стандартного грунтоноса на 30 см.
Полагают, что эмпирические зависимости дают более надежные результаты, чем лабораторные испытания образцов несвязного грунта. Предложено много формул, оценивающих угол внутреннего трения Ф в зависимости от коэффициента пористости е, степени плотности и размера частиц песка, его гранулометрического состава. Одна из наиболее простых зависимостей имеет следующий вид:
Ф 1,1Ф.; по рекомендациям Мейергофа
Ф 1,1-0,1В1Ф,Л,
IV.62
IV.63
tg Ф 0,25 0,3е.
IV.64
985

Таблица IV.25. Угол внутреннего трения песчаных грунтов по данным зондирования
Разновидность
песка
Число ударов молота на 30 см погружения стандартного, грунтоноса
Удельное сопротивление погружению конуса Ckd, МНм
Угол внутреннего трения Ф, град по
Мейергофу
Пеку
Очень рыхлый
4
2
30
29
Рыхлый
4. 10
2. 4
30 35
29. 30
Уплотненный
10. 30
4. 12
35. 40
30. 36
Плотный
30. 50
12. 20
40. 45
36. 41
Очень плотный
50
20
45
41
Деформационные характеристики грунтов следующие: модуль деформации Е, показатель сжимаемости коэффициент компрессии С с, модуль сжатия М.
Определяя модуль деформации Е, предпочитают полевые штамповые и лабораторные стабилометрические испытания. Данные испытаний на одноосное раздавливание, как правило, дают меньшие результаты, чем данные полевых испытаний. Если параметр Et определяется для оценки немедленной осадки S,, то испытания осуществляют в неконсолидированно-недренированных условиях НН-испытания.
Если отбор ненарушенных образцов для испытаний затруднен, то используют-косвенные приемы для определения модуля деформации Е. Получены эмпирические соотношения между недренироваиным сопротивлением сдвигу ь.и и модулем который используется при оценке немедленной осадки:
для нормально консолидированных, чувствительных грунтов е коэффициентом структурной прочности St 2
Et 250.500тб, IV.65
для малочувствительных глинистых грунтов при St С 2
Ei 1000.1500rfc,B. IV.66
В выражениях IV.65, IV.66 меньшие значения численных коэффициентов относятся к глинам, имеющим большие значения числа пластичности.
Зависимости, связывающие результаты статического зондирования конусом и модуль деформации Et в недренированных условиях, следующие для:
песков Et ЗСм; IV.67
гяин Et 2.8Ckd, IV.68
где Си—удельное сопротивление грунта погружению конического наконечника.
286

Если в ходе изысканий проводилось динамическое зондирование пробоотборником, то рекомендуют использовать такие зависимости, кНм2:
Es 500N J5; IV.69
Es 300 N 5, IV.70
где N — количество ударов молота, необходимое для забивки стандартного грунтоноса на глубину 30 см.
Выражение IV.69 используют для песков без примеси глинистых частиц, а зависимость IV.70 — для глинистых песков.
Для определения коэффициента компрессии Сс, необходимого при оценке консолидационной осадки Sc, используют данные одометрических испытаний. Строят компрессионный график см. рис. IV.20 в осях: коэффициент пористости е — параметр lga, характеризующий соотношение дополнительных напряжений агр и напряжений от собственного веса грунта azg на глубине отбора испытываемого образца см. формулу IV.45. В результате анализа графика определяют коэффициент компрессии Сс, представляющий собой тангенс угла наклона компрессионной линии к оси lga. При этом учитывают, к какому виду отложений относится исследуемый грунт — к нормально консолидированному или переуплотненному. В случае переуплотнения грунта при построении компрессионного графика необходимо оценить давление предуплотнения грунта Орс в его геологической истории. Для определения арс используют специальные приемы Казагранде, Шмертмана или Бурмистера в настоящем пособии эти методы не рассматриваются.
Если получение достоверных значений Сс по данным компрессионных испытаний сопряжено с трудностями, то используют косвенные методы оценки этой величины. Получена эмпирическая формула, в которой коэффициент компрессии Сс определяют в зависимости от вида грунта и начального коэффициента пористости е0 до приложения уплотняющей нагрузки:
Сс ае0 — Ь. IV.71
Значения безразмерных коэффициентов а и Ь даны в табл. IV.26.
Для нормально уплотненных глин низкой и средней сжимаемости приближенное значение Сс определяется зависимостью
Сс 0,009 Wl — 100, IV.72
где Wl— предел текучести пылевато-глинистого грунта, .
Достоверность формул, подобных IV.71 и IV.2, можно повысить, включая в них большее количество влияющих факторов. В частности, приводимая ниже формула 1Азуаз Azzouz, 1978 позволяет определить коэффициент компрессии Сс с достоверностью 0,86:
Сс 0,37 е0 0,003WL 0,0004—0,34. IV.73
287

Таблица IV.26. Коэффициенты а и Ь для определения показателя сжимаемости Сс по Хоу
Характеристика грунта
Коэффициент
0,1
етп
0,15
€min
0,3
0,27
Однородные песчаные грунты коэффициент неоднородности меньше 2 или крупнозернистые пески и гравий
Мелкие и среднезернистые пески, пылеватые пески и алевриты неорганического происхождения с равномерным распределением в них фракций Пылеватые глины неорганического происхождения я глины
Примечание: ет1п — коэффициент пористости грунта в наиболее плотном сложении.
Параметр М характеризует уплотняемость грунта в условиях одномерного сжатия. Поданным компрессионных испытаний строят график изменения относительной деформации е в зависимости от вертикального давления q рис. IV.22. Параметр М для одного и того же грунта изменяется в зависимости от значений Дq и Де. Модуль сжатия М в данном диапазоне давлений
Mi AqiAet. IV. 74
Ввиду недостатков, вытекающих из особенностей лабораторных испытаний нарушение естественной структуры, природного напряженного состояния грунта и т. д., значения Моел, по данным компрессионных испытаний, иногда существенно корректируются. Один из возможных приемов получения расчетных значений М проиллюстрирован графиком рис. IV.23, из которого следует, что поправочный коэффициент варьируется от 1 до 10 в зависимости от полученного в одометре значения Moed.
напряжениями с и относительными деформациями е в условиях одномерного сжатия
Рис. IV.23. Корректировка компрессионного модуля М0,4 по Вилуну wilun

Рис. IV.24. Диапазон изменения коэффициентов а и т в эмпирической формуле IV.75 Янбу по 0 определению компрессионного модуля Моеа:
а — коэффициент а; б — коэффициент т 0,5
Если отбор образцов для определения 1 Моей представляет трудности, то исполь- 0 пористость
зуют табличные данные, проверенные экс- а
периментально табл. IV.27; данные табл. т IV.27 используют также для приближен- ю4 ной оценки осадки.
Эмпирический метод Янбу Janbu но- 10 зволяет оценить параметр Л1, кНм2, в за- iQz висимости от вертикального дополнительного давления на грунт и от пористости ю грунта:
М m707o.i“, IV. 75 1
10Г1
где q0—вертикальное дополнительное дав- о 50 юо
ление, кНм2; g01 1 кНм2; т — коэф- , пористост
фициент, зависящий от пористости грун-
та и определяемый по графику рис. IV.24, б; а— безразмерный коэффициент, зависящий от пористости грунта и определяемый по графику рис. IV.24, а.
Таблица IV.27. Модуль сжатия М в зависимости от вида и состояния грунтов по Кеглеру и Шейдигу
Характеристика грунта
М. кНм
Плотный песок и гравий
ЮСООО. 200000
Песок:
плотный
50000. 80000
рыхлый
10000. 20000
Мергель, твердая глина
20000. 30000
Г лина:
полутвердая
8000 15000
тугопластичная
4000. 8000
мягкопластичная
1500. 4000
Торф
100. 500
IV.8. НАГРУЗКИ, ВВОДИМЫЕ В РАСЧЕТ
В расчетах по деформациям используют средние значения постоянной нагрузки, а длительные временные нагрузки принимаются средними, в течение наиболее продолжительного периода воздействия. Полезные нагрузки на перекрытия зданий в нормах различных стран примерно одинаковы табл. IV.28. При расчете оснований многоэтажных зданий для этих нагрузок вводят редукционные коэффициенты, учитывающие вероятность приложения полезной
0 иГ А
ЧооооЧ
°Л
Песок и ил
0°оо°«
'©о
Глины
289

Таблица IV J28. Временные полезные нагрузки, кПа,
по нормам некоторых стран
Вид сооружения
Страна
СССР
США
Бостон
Велико
британия
ВНР
Квартиры жилых зданий
1,50
1,95
1,50
1,50
Служебные помещения
2,00
2,44
2,50
2,00
Школьные помещения
2,00
2,44
3,00
2,00
Зрительные и концертные залы
4,00
3,66
—
5,00
нагрузки в полной мере на всех этажах табл. IV.29. Вводят также редукционные коэффициенты, оценивающие вероятность приложения максимальных значений полезной нагрузки на значительной площади перекрытия. Так, например, по нормам Великобритании на поддерживающую конструкцию балку, колонну, воспринимающую нагрузку с площади не менее 46 ма, полезная нагрузка передается с 5 -м снижением на каждые 46 м2 грузовой площади. При этом максимальное снижение нагрузки не должно превышать 25 . В нормах СССР см. 1.2 подобные коэффициенты позволяют в большей мере снижать проектную нагрузку.
Таблица IV.29. Коэффициенты снижения временных нагрузок в гражданских зданиях по нормам некоторых стран
Количество перекрытий над фундаментом
Страна
СССР
США
Бостон
Великобритания
ВНР
1
0,900
1,000
1,000
1,000
2
0,725
0,850
0,900
1,000
3
0,647
0,800
0,850
0,900
4
0,600
0,700
0,700
0,850
0,569
0,600
0,650
0,800
6
0,545
0,500
0,700
0,750
7
0,526
0,500
0,600
0,700
8
0,512
0,500
0,600
0,650
9
0,500
0,500
0,600
0,650
Поскольку основная часть осадок в грунтах реализуется в течение определенного времени, полагают, что кратковременные нагрузки не могут существенно влиять на деформации пылевато-глинистых грунтов пластичных консистенций. Поэтому в расчетах осадок учитывают лишь часть полной нагрузки. Так, в практике румынских инженеров полная нагрузка при расчете осадок умножается на коэффициент 23. В нормах ФРГ нагрузки в деформационных расчетах зависят от вида грунта: при пылевато-глинистых грунтах учитывают постоянные нагрузки и только те временные, которые действуют в течение длительного времени эксплуатации здания; для зернистых грунтов во внимание принимаются даже подвижные нагрузки.
290

В расчетах- оснований по несущей способности возможность неблагоприятного отклонения нагрузок от средних значений оценивают частными коэффициентами запаса для каждого вида нагрузок или единым коэффициентом запаса Fs при определении допускаемого давления на грунт.
В ходе прочностных расчетов важно выявить наиболее невыгодную комбинацию нагружения. Для этого рассматривают несколько сочетаний нагрузок, учитывая вероятность реализации каждого варианта с различными значениями коэффициента запаса Fs. Например, в США, назначая суммарную проектную нагрузку DSL, руководствуются следующими рекомендациями:
DSL RdDL RlLL RsS HS ЕР Fs 3,0; '
DSL RdDL RlLL RwW HS EPFS 2,0 iy.76
DSL RdDL RlLL ReEE RsS Fs 2,0, J
где DL — постоянная нагрузка; LL— временная длительная; S — снеговая; W — ветровая; E— сейсмическая нагрузка; HS и ЕР — давление соответственно воды и грунта; RD, Rl R Rv, Re — коэффициенты увеличения нагрузок amplification factors, учитывающие возможность неблагоприятного отклонения соответствующих нагрузок.
Иногда в расчетах прочности оснований применяют следующий прием учета ветровой нагрузки. В зависимости аг интенсивности pw рассматривают два случая: 1 pw 0,25 ра pj 2 pw 0,25 ра pj, где pw, ра, pL — давления на основание соответственно от ветровой, постоянной и полезной нагрузок. В первом случае влиянием давления от ветровой нагрузки пренебрегают; во втором — в расчет вводят все нагрузки, включая ветровую, но допускаемое давление на грунт разрешено увеличивать на 25 .
IV.9. ДОПУСКАЕМОЕ ДАВЛЕНИЕ И ОЖИДАЕМЫЕ ОСАДКИ ПО ДАННЫМ ЭКСПЕРИМЕНТОВ НА ПЛОЩАДКЕ СТРОИТЕЛЬСТВА
На площадках с грунтовыми напластованиями, где отбор образцов для лабораторных исследований затруднен в частности, в несвязных грунтах, важное значение приобретают полевые методы исследования. Зарубежные специалисты широко используют стандартные пенетрационные испытания, статическое и динамическое зондирование конусом, испытания штампом. Измеряемые в ходе этих исследований усилия являются сложной функцией многих физических и деформационно-прочностных свойств грунта. Поэтому результаты испытаний часто интерпретируют с помощью эмпирических формул, в которых усилия, затрачиваемые на деформирование грунта, связываются с определенными характеристиками основания.
Ниже рассмотрены эмпирические формулы, оценивающие интегральные параметры основания допускаемое давление qait или
291

ожидаемую осадку S. В свою очередь, знание величины S позволяет выполнить проверку деформационного критерия допускаемого давления.
Эмпирические формулы, оценивающие механические показатели Е, С, Ф для использования в аналитических решениях, рассмотрены в IV.7.
IV.9.1. Интерпретация результатов стандартных пенетрационных испытаний
Как известно, стандартные испытания на пенетрацию заключаются в измерении количества ударов молота N весом.650 Н, падающего с высоты 0,75 м, при забивке стандартного грунтоноса диаметром 50 см на глубину 30 см.
Данные динамического зондирования грунтоносом позволяют оценить допускаемое давление на песчаные и гравелистые грунты. Используя результаты исследований Терцаги и Пека, Тенг Teng 1962 предложил интерполяционную формулу для qam кНм2, следующего вида»
Яап 36 W — 3 —j—2» IV.77
где N — количество ударов молота при забивке грунтоноса; В — ширина подошвы рассчитываемого фундамента.
Формулы, подобные выражению IV.77, рекомендует Мейергоф 1974з
при В «5 1,2 м qall 12,5N; IV.78
при В1,2м qall 8,3N IV.79
Практическое использование формул IV.77.IV.79 обусловило необходимость внести в них уточнения, повышающие достоверность результатов. Так, был введен коэффициент kd, оценивающий глубину заложения фундамента Dts
для формулы Тенга IV.77
kd 1 0,2 DtIBi IV.80
для формул Мейергофа IV.78 и IV.79
kd 1 0,33DfB. IV.81
Однако формулы IV.78 и IV.79 даже с коэффициентом kd дают заниженные иногда до 50 значения допускаемого давлепия. Поэтому они были модифицированы:
при Ж 1,2 м qan 20Nkd; IV.82
ири В 1,2 м qш 12,5 кл. IV.83
292

Предложена также формула по определению qall, кНм2, для плитных фундаментов;
qall 12,5 Nkd. IV.84
Предполагают, что при использовании формул IV.82. IV.84 осадка фундамента не превысит 2,5 см. Однако если для проектируемого здания возможна осадка S 2,5 см, то допускаемое давление на фундамент может быть повышено в соответствии с выражением
qaii Sj qaiiSj2,5, IV.85
где qau и qau Sj— допускаемое давление при осадках соответственно 2,5 см и S; Sj — допускаемая осадка, превышающая 2,5 см.
Для использования указанных выше формул пенетрацию необходимо проводить в пределах ожидаемой активной зоны под подошвой фундамента на глубинах до 2 В. Параметр N, вводимый в расчетные зависимости, должен определяться как среднеминимальное значение по данным нескольких параллельных испытаний.
При залегании подземных вод вблизи подошвы фундамента некоторые специалисты предлагают снижать на 50 значения qaih определенные по формулам IV.77.IV.79. Другая точка зрения состоит в том, что неблагоприятное влияние подземных вод на несущую способность основания учитывается уже в процессе испытаний, поскольку при обводнении грунта уменьшается требуемое количество ударов забивки грунтоноса.
IV.9.2. Интерпретация результатов статического зондирования
При статическом зондировании измеряются усилия погружения в грунт стандартного конуса диаметром 35,6 мм о углом раскрытия 60°. Удельное сопротивление вдавливанию конуса является мерой прочностных и деформационных свойств исследуемого грунта в приведенных ниже формулах.
Для песчаных грунтов экспериментально установлено достаточно стабильное соответствие между количеством ударов при забивке стандартного грунтоноса N и удельным сопротивлением вдавливанию конуса 6kd, что позволило Мейергофу предложить зависимости по определению допускаемого давления qalt с использованием данных етатического зондирования на основе формул IV.78 и IV.79 для различных фундаментов: в шириной подошвы В с 1,2 м
qau 3,6 Ckd IV.86
с шириной подошвы В 1,2 м.
2,1СыШа: IV.87
плитных
qa,i 4СМ. IV.88

Рис. IV.25. Распределение вертикальных напряжений по глубине при расчете осадок несвязных оснований по Шмертману:
1, 2— кривые по решению теории упругости соответ- ственно при ц,»0,5 д-0,4; 3 — аппроксимации теорем тических кривых по Шмертману
Для формул IV.86.IV.88 указания по применению те же, что и для формул IV.82.IV.84.
Среди зависимостей по определению осадок с использованием удельного сопротивления kd рассмотрим решения Шмертманз 1970 и ДеБеера 1957.
Полуэмпирнческая формула Шмертмана основывается на экспериментальных исследованиях для установления характера распределения ио глубине вертикальных дополнительных напряжений в песчаных грунтах. Аппроксимируя отрезками прямых экспериментальные криволинейные эпюры вертикальных напряжений при различных интенсивностях поверхностной нагрузки, автор метода получил упрощенную диаграмму распределения уплотняющих напряжений рис. IV.25. Активная зона под подошвой фундамента ограничивается глубиной 2 В, где В— ширина подошвы, а максимальное значение напряжений, равное 0,6 поверхностной нагрузки, находится на глубине 0,5 В.
Исследованиями Шмертмана установлено также удовлетворительное соответствие форм эпюр вертикальных напряжений, полученных в аналитических решениях, и форм экспериментальных эпюр, что явилось основанием при разработке эмпирической формулы использовать структуру выражения IV.34, полученного на базе теории упругости. Учитывая слоистость основания и корректировочные коэффициенты, осадка оценивается по формуле
П
S IV.89
il
где — дополнительное давление на подошве фундамента; JZti — безразмерный коэффициент, учитывающий характер' распределения напряжений но глубине в зависимости от относительной глубины j-ro слоя см. рис. IV. 25; Е и Azi — соответственно модули» деформации н толщина i-го слоя грунта; сг и с2 — безразмерные коэффи циенты, учитывающие соответственно эффект заглубления фундамента и ползучесть грунта; п — количество слоев грунта в активной зоне толщиной 2В.
Шмертман рекомендует следующим образом оценивать параметры Е, сг и с2.
Модуль деформации Et получают умножением удельного сопротивления погружению конуса i-го слоя Ckd на эмпирический коэффициент п, зависящий от вида грунта для илов и опесчаненных илов, илистых песков с незначительной связностью п 2; мелко¬
394

зернистых и средней крупности песков без примесей и незначительно заиленных песков п 3,5; неокатанных крупных песков и песков с включениями гравия л 5; гравелистых песков и гравия п 6.
Коэффициент сг, учитывающий глубину заложения фундамента, определяют выражением
где a2g, о — природное давление на уровне подошвы фундамента.
Коэффициент с2 введен в формулу IV.89 в связи с тем, что даже в быстро уплотняющихся песчаных грунтах наблюдается прирост осадок в течение нескольких лет. Значения с определяют из выражения
где t — время консолидации, лет.
Вычисления по формуле IV.89 производят в следующем порядке.
1. По данным статического зондирования сжимаемая толща разбивается на отдельные слои, деформационной характеристикой которых являются средние значения Ckdti.
2. Для каждого слоя определяют модуль деформации Е умножая параметр Ckdti на соответствующий корректирующий коэффициент п, и коэффициент влияния вертикальных напряжений Jz,t в зависимости от относительной глубины залегания середины i-го слоя см. рис. IV.25.
3. Вычисляют дополнительное давление по подошве фундамента
где д — среднее давление по подошве фундамента; ,„ — напряжение от собственного веса грунта на глубине заложения фундамента.
4. По формулам IV.90, IV.91 определяют коэффициенты сх и с2.
5. Вычисляют осадку по формуле IV.89.
Основываясь на экспериментальных исследованиях метода статического зондирования и используя расчетные предпосылки компрессионного сжатия, Де Беер и др. предложили полуэлшарическую формулу для расчета осадок песчаных и гравелистых грунтовi
где crzg, i, агр, — напряжения соответственно от собственного веса и дополнительные, средние для i-ro слоя грунта в пределах сжимаемой толщи; AZi — толщина i-ro слоя грунта; Сш, г — удельное сопротивление статическому зондированию i-ro слоя.
Прежде чем выполнить расчеты по формуле IV.92, необходимо: 1 разведанную толщу» по данным зондирования, расчленить на
IV.90
сг 1 0,2 lg i0,1,
IV.91
Яо — Я о,
П
IV.92
295

отдельные слои; 2 по данным не менее чем трех параллельных испытаний конусом определить расчетные значения Ckd,i для каждого слоя; 3 построить эпюры напряжений от собственного веса грунта и дополнительных напряжений и на глубине, где выполняется соотношение аге 5агр, назначить нижнюю границу сжимаемой толщи.
IV.9.3. Оценка осадок по данным испытаний моделей фундаментов
Для однородной грунтовой толщи получены эмпирические зависимости, связывающие осадку опытного штампа и фундамента. Одф из них предложена Терцаги и Пеком при обработке результатов испытаний, выполненных Кеглером с квадратными штампами площадью 900 см2 на песках:
IV.93
где Sa и Sp — осадки соответственно рассчитываемого фундамента и опытного штампа со стороной Вр 30 см; Ва— ширина подошвы фундамента. Есть данные о том, что формула IV.93 может давать недостоверные результаты. Однако несоответствия отмечаются главным образом в рыхлых песках, которые перед использованием в качестве основания должны уплотняться.
На основании большого количества сравнительных испытаний в различных грунтовых условиях Бонд Bond, 1961 получим следующую зависимость:
йтё - §-;•
где п — коэффициент» зависящий от вида грунта для глин — 0,03.0,05; суглинков — 0,08.0,10; плотных песков — 0,40. 0,50; средней плотности — 0,25.0,35; рыхлых песков — 0,20.
0,25.
Важное условие применимости формул IV.93, 1V.94 — это наличие однородной толщи в пределах активной зоны фундамента, поскольку толщина сжимаемой толщи под фундаментом существенно превышает зону деформирования под штампом.
Значения Sp, вводимые в расчетные зависимости, следует принимать по данным не менее чем двух испытаний.
IV.10. СОПОСТАВЛЕНИЕ МЕТОДОВ РАСЧЕТА ОСНОВАНИИ ЗА РУБЕЖОМ И В СССР
При проектировании оснований за рубежом, где используется метод допускаемых напряжений, основное требование расчета состоит в том, чтобы напряжения под подошвой фундамента не превышали допускаемого давления на грунт. Для этого определяют предельную несущую способность грунта и делят ее на коэффициент вапаеа FSi который при всех нагружениях должен не только гаран¬

тировать прочность грунта, но и обеспечивать уровень деформаций сооружения в заданных пределах. Для этого проводят деформационные расчеты, в результате которых ранее назначенный коэффициент запаса может быть увеличен.
В СССР при использовании метода предельных состояний определяющее требование расчета состоит в недопущении опасных для сооружения деформаций основания. Расчеты по деформациям ведут при давлениях, не превышающих расчетного сопротивления R. Поскольку R характеризует ограниченное развитие областей предельного равновесия под подошвой фундамента, то удовлетворение требования р . R в основном гарантирует несущую способность основания. Однако при определенных инженерно-геологических условиях и нагрузках прочностной расчет оснований необходим и проводится согласно нормам.
Таким образом, в зарубежной практике расчет оснований вначале ведут по несущей способности, а затем проверяют допустимость деформаций. В СССР первичным является расчет по деформациям, и только в определенных случаях проводится проверка несущей способности основания.
Использование метода допускаемых напряжений с единым коэффициентом запаса Fs затрудняет дифференцированный учет влияющих факторов. Поэтому зарубежные специалисты вместо коэффициента Fs вводят систему частных коэффициентов запаса, что в какой-то мере является приближением к методу предельных состояний.
Сравнивая методы определения предельного давления на грунт, отметим, что в СССР используют решения теории предельного равновесия : предполагая, что весь грунт под подошвой фундамента находится в стадии пластического течения. Большинство же зарубежных решений основываются на предпосылке об образовании под подошвой фундамента жесткого клина из уплотненного грунта, который, надвигаясь на окружающий грунт, вызывает в нем предельное состояние. Общий вид формул, используемых в СССР и за рубежом, единообразный, и получаемые результаты вполне сопоставимы. Отметим, что в зарубежных руководствах содержится также ряд решений для слоистых оснований, для фундаментов на откосе и с наклонной подошвой.
В расчетах деформаций зарубежные специалисты выделяют три компонента осадки: немедленную, консолидационную и вторичную. Для определения мгновенной осадки используют решения о деформациях упругого полупространства, принимая в качестве деформационной характеристики грунта модуль упругости. Консолидационную осадку, которая для неорганических грунтов имеет решающее значение, обычно рассчитывают, используя предпосылку
об одномерном сжатии. При этом деформационную характеристику грунта коэффициент компрессии Сс допустимо определять по эмпирическим Зависимостям, имеющим невысокую достоверность.
Согласно нормам СССР, в практических расчётах определяют полную осадку, используя для этого апробированные методы —
11 8-919
297

элементарного суммирования и линейно деформируемого слоя конечной толщины. Эти метода применяются и 6 зарубежной практике. В нормах СССР четко оговорены облаете их применения, методика расчета, скорректированы расчетные формулы, введены регламентации по определению модуля деформации. Все это вместе взятое позволяет получать надежные результаты.
Для приближенных оценок осадок в зарубежной практике часто применяют экспресс-методы, характеризующиеся упрощающими допущениями.
Предельно допустимые деформации зданий и сооружений наиболее полно регламентированы в нормах СССР. Многие зарубежные специалисты используют эти данные в расчетах по деформациям.
ПРИМЕРЫ
Пример 26. Определить несущую способность прямоугольного в плане фундамента, основные размеры которого, а также характеристики основания и нагрузки даны на рис. IV.26.
Для основания, представленного песчаным грунтом, расчет вы полняем по обобщенной формуле IV.6, позволяющей определить его несущую способность в условиях завершившейся консолидации. Вначале должны быть вычислены коэффициенты несущей способйоста Nv, Nq, Nc и поправочные коэффициенты i, X, d. Вычисления выполняем в двух вариантах по Мейергофу и Б. Хансену для сооставления результатов.
Поскольку в данной задаче потеря несущей способности возможна в направлении длинной стороны подошвы L, в расчетных формулах следует произвести взаимную замену символов В В' и L V.
Определение несущей способности основания по Мейергофу. По ■табл. IV.9 коэффициенты несущей способности для Ф 26,5° с использованием линейной интерполяции
Н’ЮкН
втн
1317кН-н
Лесок пылеватый: ф°2б,?; с2кПа; jf15,9 КНм1
Г ь
J
1
с-
■■1,32 ,
г 4
•г.7
Г
Рис. IV.26. К расчету несущей способности основания
равны: Ny 13,9; Nc 25,6; Ng —
13,7.
В табл. IV. 11 формулы для определения поправочных Коэффициентов по Мейергофу даны для случая, когда глубина Df не превышает размера подошва В. В нашем случае Dt 1,5м 2,4м В.
Вычислим коэффициенты наклона нагрузки:
-■
. 142 2 агс‘б810
26,5
■ 0,389
98

2arctgf V f 2arctgg§y
'-l' И1 - I1 ШГ- °-m-
ie iq 0,792.
Далее по формулам табл. IV. 11 определяем коэффициент формы подошвы А.:
1 0,1 МФ 1 0,11? • 2,611 1,292;
Я ХТ 1,292; К 1, где ЛГф tg2 45 Ф2 tg2 45 26,5 : 2 2,611.
Поправочные коэффициенты, учитывающие глубину заложения фундамента, равны:
d, 10ЛУЖ 10,ЩУШ 1,089; d, d7 1,089; dc I.
По формулам IV.7 вычисляем приведенные размеры подошвы V и В', учитывая тем самым эксцентричность загружения:
V L — 2 MIH 2,7 — 2 317 : 810 1,92 м
Принимаем В' В, так как изгибающий момент приложен только в направлении длинной стороны подошвы.
Подставляя вычисленные значения в формулу IV.6, получим
Quit 2 “Ь V DfNqiqkcjdq - cNcic'kcdc
il5,9. 1,92- 13,9 - 0,389. 1,29- 1,089 15,9- 1,5. 1,37 x X 0,792 - 1,292 - 1,089 2,0 - 25,6 - 0,792 • 1 • 1 520,4 кПа.
Предельная вертикальная сила на фундамент по Мейергофу» Quit qui,L'B’ 520,4 - 1,92 ■ 2,4 2398 кН.
Определение несущей способности основания по Б. Хансену. По табл. IV.9 коэффициенты Ny, Nq и Ne равны:
Nv 11,1; ЛГС 23,5; N„ 13,0.
Поправочные коэффициенты наклона нагрузки t табл. IV. 11:
г- _ 1 0,7 • 142 у _ Q 590.
т- у — V L'B'cclgI 1 810 1,92 • 2,4 • 2,0 • 2,01 —
1 0,5 И Y_t 0,5.142 8 nfi0.
l V L'fi'cctg® “V 8101,92-2,4-2,0-2,01 —uoal
ie t9 - 1 _ Nq— 1 0,691 — 1 — 0,691 5 13,7 — 1 0,665.
299

Поправочные коэффициенты соотношения размеров подошвы 1 — 0,4 Ц 1 — 0,4 Щ • 0,590 О,810
Q cl -sinO 1j- 0,44 1,355.
Поправочные коэффициенты, учитывающие глубину заложения фундамента:
d, 1; dg 1 2 tg Ф1 — sinФ2 DfL
1 2.0,4981—0,44421,5:2,7 1,17; dc 1 0,4DL 1 0,4 1,5:2,7 1,222.
Удельная несущая способность по формуле IV.6 равна
чЦц Y 159 192 ' 11,1 ' °’590 ’ 0,8,0 ' 1 15,9 1,5 130 х
X 0,691. 1,355 • 1,17 2,0 • 23,5 • 0,665 • 1,355 • 1,222 554,1 кПа.
Предельная вертикальная сила Q”lt на фундамент по Б. Хансену Quit Яшив' S541 Ь92 • 2,4 2548 кН.
Сопоставляя предельные нагрузки Quit, полученные по решениям Мейергофа и Б. Хансена, отмечаем, что расхождение между ними не превышает 8 .
Пример 27. Определить допускаемое давление под подошвой прямоугольного фундамента одноэтажного промышленного здания см. рис. IV.26. Силовые факторы на уровне подошвы фундамента учитывают действие всех временных нагрузок, включая ветровую. Соотношение временных и постоянных нагрузок, действующих на фундамент, следующее: временные нагрузки — 65, постоянные — 35 . Несущая способность основания фундамента рассчитана в примере 26.
Допускаемое давление на основе аналитических решений определим в двух вариантах: с единым коэффициентом запаса и несколькими; при этом используем рекомендации IV.5.6.
Вариант I. Коэффициент запаса Fs определим по табл. IV. 16, отнеся проектируемое сооружение к категории В и полагая, что инженерно-геологические изыскания проведены в полном объеме. При этом Fs 2,5.
Допускаемое давление qaU определяется по формуле IV.31:
Яа11 Я uld
Предельное давление qM см. пример 26 по: Мейергофу 520 кПа; Б. Хансену qti 554 кПа. •
Допускаемое давление, кПа; a qu 520 s 2,5 208; б
554:2,5 222,
Вариант II. Коэффициенты запаса принимаются дифференцированно для прочностных показателей основания и нагрузок. Знача
300

ния их принимаем йо табл. TV. 18 для экстраординарной комбинации загружения, поскольку в условии примера учтены все временные нагрузки.
Номинальные показатели прочности: спот 2.0:1,8 1,11 кПа:
По формуле IV.6 определяем номинальную несущую способность основания предварительно вычислив коэффициенты несущей способности и поправочные коэффициенты по Б. Хансену см. табл. IV.9 для Ф°пот 24°:tfT 7,19; 9,84; Nc 20,7.
Поправочные коэффициенты вычисляем по формулам табл. IV. 1 li
л 0,7-142
810 1,92. 2,4 1,11 - 2,246 — и00
Л 0,5-142
V1 ' 810 1,92 • 2,4 - 1,11 • 2,246 — fV0,6421 —0,642: 9,84 — 1 0,601;
1 —0,41,92:2,40,587 0,814;
q 1 1,92:2;4 0,642 • 0,408 1,209;
К К 1.209; dT 1;
dQ 1, 2 • 0,443 1 —0,40821,5 :1,92 1,45; dc 1 0,4 1,5:2,7 1,222.
Номинальная несущая способность, кПа, по формуле IV.6
С? 159, 1,92-7,19-0,587-0,814 15,9- 1,5 • 9,84 - 0,642 х
х 1,209- 1,145 1,11 • 19,52-0,601 • 1,209- 1,222 279,6.
Принимая по табл. IV. 18 коэффициенты запаса для постоянных нагрузок Ft, а 1,0, временных Fs,t 1,25, определяем средний коэффициент запаса для нагрузок Fs, т 1,0 - 0,35 1,25 • 0,65 1,16. :■
Допускаемое давление, КПа, определим по формуле
.Яак Fs, m 279,61 1,16 240.
Сопоставляя полученные результаты с данными примера 19, в котором вычислялась несущая способность того же основания в подобных условиях по СНиП 2.02.01-83, видим, что в этих условиях предельно допустимая нагрузка на основание по нормам СССР превышает соответствующее значение по Мейергофу на 12 , но на 3 ниже значения, полученного rio Б. Хансену.
Пример 28. Определить несущую способность и допускаемое давление на фундамент рис. IV.27. Прочность основания глины с Jp 0,50 определяется в основном сцеплением, которое по данным вращательного среза, составляет с' 19,2 кПа. Показатель структурной прочности глины St 2,6.
301

н125кн v750kH 1. Определение несущей
' - способности основания. Изги¬
бающий момент в числе внешних нагрузок учитываем по формуле IV. 7,. назначая приведенную ширину подошвы фундамента В', м, равной
В В — 2МУ
2,4 — 2 1501750 2,0.
Для определения несущей способности грунтового основания,внутренним трением которого можно пренебречь, воспользуемся формулой IV.8. Поправочные коэффициенты, входящие в эту формулу, определим по зависимостям табл. IV. 12 в двух вариантах по Мейергофу— Де Бееру и Б. Хансену.
Несущая способность основания по Мейергофу. Коэффициент наклона нагрузки
Рис. IV.27. К расчету несу- 2н 2 125
щей способности в примере с 26, 7Д, 192 , 50 0,170,
где Nc 5,0 — по табл. IV.9 для Ф° 0.
Коэффициент формы подошвы
Я'в 0,2BfL 0,2 2,417,4 0,065.
Коэффициент глубины заложения
йс 0,2DfB 0,2 • 1,512,4 0,125.
Несущая способность основания, кПа, по формуле IV.8
Чип Ncfi' 1 — i’ 'с dc YDfNq
—5, J 19,21—0,170 0,065 0,12519,0- 1,5. 1 126,4.
Несущая способность основания па Б. Хансену. Поправочные коэффициенты
ic 0,5 l — — дтрр 0,5 l — l — 2,©. 7,4. 19,2
0,125;
К 0,2BtL 0,22,417,4 0,065; dc 0,4DftB 0,41,512,4 0,25.
Коэффициенты несущей способности по решению Б. Ханееда дая случая Ф“ 0, используя табл. IV.9, Nc 5,14; Nt l.E.i' Подставляя полученные значения коэффициентов в формулу IV.8, получаем несущую способность по Б. Хансену, кПа:
5,14. 19,21 — 0,125 0,065 0,25 19,0. 1,5. 1 145.
1 тVм т
г
АГ Г
г U
- М-150кН-М
Глина: с'19,2кЛа Ф°0

2. Определение допускаемого давления. При назначении коэффициента запаса Fs используем рекомендации табл. IV. 17, позволяющие учесть длительную прочность связного основания. Для капитального здания при коэффициенте структурной прочности S 2,6 коэффициент Fs 2,7.
Допускаемое давление, кПа формула IV.31 по?
Мейергофу
, 126:2,7 47;
Б. Хансену
145:2,7 54.
Сопоставление полученных результатов с данными примера 20, в котором вычислялась несущая способность того же фундамента по СНиП 2.02.01-83, показывает, что в рассмотренных условиях предельно допустимая нагрузка на основание по нормам СССР превышает соответствующие значения по Мейергофу на 27 , Б. Хансену — на 10.
Пример 29. Определить осадку и крен прямоугольного жесткого фундамента с размерами подошвы L х В 2,7 х 2,4 м и заглублением в грунт на D 1,5 м. Среднее уплотняющее давление по подошве фундамента q 144,8 кН1м2; момент, вызывающий крен в направлении длинной стороны, М 246,5 кН м. Слоистая грунтовая толща в пределах активной зоны характеризуется: средним модулем деформации Е 11000 кНм2; коэффициентом Пуассона ц 0,315. Модуль деформации получен по данным консолидированно-дренированных испытаний.
Для определения деформаций воспользуемся решениями, в которых основание моделируется линейно деформируемым полупространством.
Среднюю осадку вычисляем по формуле IV.34. Вначале по табл. IV.20 принимаем коэффициент влияния Jr, который для жесткого фундамента при соотношении сторон подошвы LIB 2,72,4 1,125 составляет J, , 0,88 используя интерполяцию.
Осадка s, см, по формуле IV.34
s qB Jr 144,8 • 2,4 ■ jjg52 0.88 • 2,5.
Формула IV.34 получена в предположении, что нагрузка приложена на поверхности основания. Корректирующий множитель kof, учитывающий эффект заглубления фундамента, определим по
графику см. рис. IV. 12. Для соотношений DfiVLB— 1 ,ЪУ 2,4-2,7 0,36 и LB 1,126 коэффициент kof с использованием интерполяции равен kof 0,88.
Окончательно средняя осадка, см,
s 2,5 • 0,88 2,2.
393

Осадка является консолидационной-, так как модуль деформа, ции, введенный в расчет, получен в дренированных испытаниях.
Крен фундамента определим по формуле IV.35, для чего, используя табл. IV.29, назначим коэффициент влияния Jm. При соотношении LB 1,125, интерполируя, имеем Jm 3,805.
По формуле IV.35
e _ 246,5.1-0,315» 38 QQ 3
ВЬгЁ т 2,4 • 2,7а • 11000 ’ — U’UU4,;J-
Пример 30. Рассчитать консолидйционную осадку ленточного фундамента с шириной подошвы В 3,2 м при уплотняющем давлении q0 142 кН1мг. Характеристики грунтовых напластований ниш подошвы фундамента, расположенной на глубине Df 1,54 м, даны в табл. IV.30.
Таблица JV.30
Эскиз
Грунтовой
слой
Влажность
а
В
к
я
3
S
•S
,2 vj
Ч
Г о
S § и
Суглинок
твердой
консистен¬
ции
2,86
1,71
0,38
0,23
0,23
0
0,73
0,138
25000
Суглинок
мягкопла¬
стичной
консистен¬
ции
1,5
18,5
0,32
0,21
0,30
0,80
0,90
0,189
2750
Суглинок
тугопла¬
стичной
консистен¬
ции
6,0
19,9
0,37
0,23
0,27
0,30
0,75
0,144
6000
Осадку определяем тремя методами 1 послойного суммирования в условиях компрессионного сжатия; 2 по формуле Кани для слоистых оснований; 3экспресс-методом Яки. Во всех методах на конечные результаты существенно влияют деформационные характаИ стики основания и принятая толщина сжимаемой толщи т0.
Значения коэффициента компрессии Cci, используемые В методе послойного суммирования, определены в исходных данных приближенно по эмпирической формуле IV.71.
304

Модулями сжатия слоев грунта Мс, необходимыми в расчетах по методам Кани и Яки, 'приняты средние значения в зависимости от вида и состояния грунта см. табл. IV.27.
При назначении активной зоны т0 для каждого метода использованы различные приемы. Для Метода послойного суммирования применен график см. рис. IV. 19, б, по которому пр» уплотняющем давлении q0 142 кНм2 и ширине подошвы В 3,2 м сжимаемая толща составляет ш0 6 н. Для метода Кани мощность активной зоны принята в результате сопоставления эпюр напряжений от собственного веса грунта и дополнительных напряжений. Нйжняя граница сжимаемой толщи установлена на глубине 9,9 м от подошвы фундамента, где напряжения от собственного веса грунта в 5 раз превышают дополнительные. В экспресс-методе Яки для ленточного фундамента т0 2В 6,4 м.
1. Расчет осадки методом послойного суммирования. Для использования расчетной формулы IV.46 необходимо определить значения напряжений от собственного веса грунта и дополнительных напряжений в середине каждого из слоев в пределах активной зоны. Толщина расчетных слоев при этом не должна быть более 1,5 м.
Значения напряжений от собственного веса грунта о,,, кНм1, определены по упрощенной формуле
где 16 — усредненный удельный вес грунтовой толщи, кНм; га, — расстояние от поверхности грунта до середины t-ro слоя.
Значения дополнительного напряжения о2Л , определены такжа по упрощенному способу 63°, расчетная формула которого для ленточного фундамента шириной В имеют вид IV.53:
Затем исходные данные во, i, Cct и вычисленные значения Ozg, i и Ozp.i подставляют в формулу IV.46:
Промежуточные вычисления по формуле IV.46 сведены в табл. IV.31.
По рекомендациям Скемптона и Бьеррума, компрессионную осадку пылевато-глинистого основания корректируют множителем Jcprr, учитывающим возможность ограниченного бокового смещения грунтов. Полагая, что в данной задаче основание представлено нормально консолидированными грунтами, по табл. IV.20 припишем Jcorr 0,85.
Окончательно осадка Sc, см, определенная методом послойного суммирования,
Ozg,t — 16га. I,
П
Sc — 0,85 х 17' 14,4.
303

Таблица IV1
д г,
1
с
г
azg. i
га, F“ -Df
7гр, i
lg.
J
2
3
1.5 1,36
1.5
1.5
0,73
0,73
'0,90
0,75
0,86
0,79
0,79
0,86
0,138
0,138
0,189
0,144
2,29
3,72
5,15
6,65
3
59,5
82,4
106,5
0,75
2,18
3,61
5,11
115,0
84,4
66,7
54,6
4,14
2,42
1,81
1,51
0,617
0,383
0,257
0,206
0,073
0,041
0,038
0,025
, 0,177 м
2. Осадка слоистого основания no методу Кани определяется е использованием формулы IV.52. По табл. IV.22 для ленточного фундамента, используя интерполяцию, определяют коэффициенты Jzl на границах грунтовых слоев в пределах сжимаемой? толщи.
Непосредственно под подошвой фундамента при zJB 0, Jz,0 1,0.
На границе 1-го и 2-го слоев при г1В 2,86:3,2 0,89 с использованием интерполяции Л, i 0,44.
На границе 2-го и 3-го слоев при zJB 4,36:3,2 1,36, Jг, 2 0,39.
На нижней границе сжимаемой толщи при zJB 9,9:3,2 3,09, У2, з 0,20.
Осадка по формуле IV.52 равна, см:
с п р г, U—1. 49 о • 3 2 О’4 __ 0.44 — 0,39 ,
6 — 90й 2j М, ’ ’ 25000 2750 1—1
2Цщ2-о,озз«-за
3. По экспресс-методу Яки осадка слоистого основания определяется по формуле IV.60. Параметры имеют следующие значения: т0 2В 2 • 3,2 6,4 м; q0 142 кНм2.
В данной задаче в пределах сжимаемой толщи л, 6,4 м находятся три слоя толщиной Azj 2,86 м, Дг2 1,5, Azs 2,04, имеющие модули сжатия 25 000 кНм2, М8 2750, М3 6000.
Расстояния от середины каждого слоя до нижней границы сжимаемой толщи м, составляют: 4,97; а 2,79; s 1,02,Л
Таким образом, осадка, см,
•■и
с Я» Х' г1 _ 142 4,97 • 2,86 , 2,79 • 1,5. 1,02 • 2,04 _ гещ Li М 6,4 25000 ■ 2750 6000 0,051 м 5,1.
1

Рис. IV.28. К расчету осадки песчаного основания с использованием данных статического зондирования:
— удельное сопротивление зондированию по слоям; 2, 3 — упрощенные эпюры соответ
ственно напряжений от собственного веса грунта в дополнительных напряжений
Конечные результаты, полученные по методам Кани, Яки, и осадка, вычисленная в тех же условиях по нормам СССР составляющая 4,2 см, являются величинами одного порядка. Результаты расчета по формуле IV.46 более чем вдвое превышают вышеуказанные осадки. Объясняется это, по-видимому, чрезмерно осторожными рекомендациями при назначении коэффициентов компрессия Сei формула IV.71.
Пример 31. Определить осадку прямоугольного фундамента с размерами подошвы В х L 3 х 7,6 ми глубиной заложения Df 2,Q м. Уплотняющее давление по подошве фундамента q0 168 кНмг. Основание представлено песком средней крупности. Разбивка сжимаемой толщи на слои и деформативные свойства основания определены с помощью статического зондирования по глубине рис. IV.28.
Расчет осадок выполним двумя эмпирическими методами: Шмертмана и Де Беера.
А. Расчет, предложенный Шмертманом формула IV.89. Предварительно определяем параметры, входящие в формулу. Для каждого из пяти слоев грунта в пределах удвоенной ширины по дошвы рис. IV.28 определяем модули деформации Et и коэффициенты влияния напряжений Л,л
Параметры Е получают перемножением соответствующих значений удельного сопротивления зондированию Сш см. рис. IV.28, диаграмма 1 на эмпирический коэффициент п, который, согласно рекомендациям IV.9.2, для песков средней крупности равен п3,5.
Значения коэффициентов г,1 принимаем по диаграмме 3 на середине слоев.
307

Принимая напряжение от собственного веса грунта на уровне подошвы oZgо 32 кНм2, По формуле IV.80 определим коэффициент Cjt
1 — 0,5оге,од 1 —0,532:168 0,904.
Полагая, что время консолидации песчаного основания составит t 5 леТ, по формуле IV.91 определяем с2:
1 0,2 lg 0,1 10,2 lg 5 i 0,1 1.34.
v
Подставляя исходные данные и вычисленные параметры в формулу IV.89, получим
s - V. - 0,904 ■ 1,34 i 1
0.32 • 0,7. 0,2 • 1,20. 0,1 • 1,0 п лос „ с
3.5 • 8000 3,5 • 5000 3,5 • 9000 — °»°26 М — 2,6 см.
Б. Расчет по методу Де Беера. Для использования расчетной формулы IV.92 необходимо вычислить напряжения от собственного веса грунта и дополнительные напряжения для середины каждого из слоев в пределах сжимаемой толщи. Используя упрощающие предпосылки Яки, принимаем мощность активной зонц т0 2В 6,0 м. При вычислении напряжений от собственного веса грунта используем приближенную формулу
Ozg, I 16,0га. J.
Эпюру дополнительных напряжений, следуя рекомендациям Яки, принимаем в виде треугольника см. рис. IV.28, график 3, что позволяет находить требуемые значения агр, t из подобия треугольников. Полученные в итоге значения azg, t и oze,t представлены на графиках 2 и 3.
Подставляя в формулу IV.92 вычисленные значения напряжений и значения Ckd.i, определяем осадку s:
308

ПРИЛОЖЕНИЯ
Приложение 1. Программа расчета осадок фундамента
методом послойного суммирования
во
П-х Ш
27
п —х И
54
81
00
Of
Fx2
28
П—х Т
55
П —х 0
82
п —л-о
02
П—х 2
29
Fx2
56
п —хШ
83
'СП
03
Fx2
30
57
I
в
84
Л
Я БП
04
31
—
58
85
00
05
ш
32
-i.
59
П —хо
86
11 -лг5
06
33
n—xD
60
п —
87
СП
07
л—п 0
34
X
61
-
06
ГГ
35
7-лШ
62
Fx0
09
п—х Ш
36
X
63
33
10
X
37
7—0
64
П —
Ввод исходных
11
38
2
65
П
данных
12
39
X
66
X
Zzf - 0
13
-Г
40
Fin
67
П Х 0
Az
0,2 b—, М
14
Ftg-1
41
68
п
аЬ—ь 2
15
х—п в
42
П —х 0
69
х —7 0
0,2—»J
16
п—х И
43
X
70
5
'к 4 М
17
7—Г
44
X 71
ч-
fr—5 тсм3
18
Fx2
45
п—Ш
72
П —х Щ
Е»
,—6 тсм
19
-
46
X
73
-
0,4—9
20
п—т
47
0
74
Fx0
5 —а
21
48
0.
75
87
22
—
49
0,8
76
П —хз
Р
-с
23
X
50
X
77
п —хЩ
б»—
24
П—х7
51
П—» х 0
78
25
FT
52
79
X —7Ш
26
X
53
П —х 0
80
БП

Приложение 2. Программа расчета ширины подошвы фундамента
00
7-л4
27
7—x0
54
81
01
Ftg
28
55
4
82
Л —70
02
F1x
29
Х-о70
56
83
Л—хб
03
' F
30
п—-хШ
57
7—0
84
X —70
04
2
31
л— х ПО
58
7—х7
85
п—хЩ
OS
32
Л—х Ш
59
X
86
F х-0
06
-
33
X
60
X
87
54
07
Л-х4
34
X
61
7—►Х0
88
Л—хь
06
•f
35
П —-х 0
62
69
СЛ
09
F
36
63
7—х0
10
37
х-70
64
х.
11
38
Л—0
65
х—Па
12
39
Fx-O
66
П—хШ
Исходные
13
40
ш
67
-
данные:
14
Ftg
41
Л—х 0
66
7—0
15
Flx
42
2
69
ft — ti —Щ
с —
р —»ш
а, —»Ш У. — Гл1
16
X
43
X
70
17
Л-хШ
44
х —7Ш
71
FT
16
X
45
БП
72
х-лб-
19
Х-Лс
46
541
73
7 —
20
Л-хЩ
47
7—хб
74
-
П-
■f—s
— ш
21
1
48
2
75
F х0
N
22
49
-г
76
78
М
23
л-х7
50
77
Ы
R
—» 0
24
п—х QF
51
2
78
0
ъ,
— ш
25
X
52
X
79
0.
26
X
53
80
0.1
31«

Приложение 3. Примеры, в которых реализовал комплексный расчет отдельно стоящего, ленточного и плитного фундаментов
Этапы расчета
Номера примеров, в который реализованы этапы расчета фундаментов
отдельно стоящего под колонну
лен¬
точного
плит¬
ного
Анализ конструктивных и жесткостных особенностей здания
1
7 2
3
Сбор нагрузок
нагрузки заданы в примере 1
4
5
Характеристика грунтов строительной площадки
Вычисление физико-механических показателей пластов
6
—
—
Анализ инженерно-геологических условий
7
8
—
Инженерная оценка однородности напластований
—
9
Выбор типа фундамента и глубины его заложения
10
11
12
Определение размеров подошвы фундамента
21
22
23
Расчеты оснований по деформациям
Расчеты осадок
13
15
16
Оценка влияния соседнего фундамента
14
—
—
Расчет крена
17
—
—
Прогноз скорости осадок
—
—
18
Расчеты оснований по несущей способности
19
20
—
Приложение 4. Некоторые дополнительные вопросы расчета оснований
4. П. 1. Расчет осадок фундаментов е нелинейной стадии деформирования грунтов
Рекомендуемые СНиП 2.02.01-83 методы расчета деформаций основываются на предположении, что грунт основания находится в линейной фазе деформирования см. рис. II. 1 и П.1, т. е. исходя из условия ??. Однако в определенных случаях при проектировании прерывистых фундаментов; в случае, когда расчетные осадки составляют менее 40 от предельных СНиП 2.02.01-83 допускает превышение среднего фактического давления под подошвой р расчетного сопротивления грунта основания R. В связи с этим разрабатываются методы расчета осадок, в которых учитывается работа Грунта в нелинейной стадии.
811

rtfc. 111. Зависимость сОДдки от нагрузки при вертикальной касательной в предельном состоянии
шш
Рис. П.2. Расчетная схема в виде столба грунта при учете нелинейных осадок:
I — сжатие без возможности бокового расширения при рЮ: 2 —сжатие с
возможностью ограничиваемого бокового расширения Rpprf
Рассмотрим практический метод такого учета, предложенный М. В. Малышевым, идея которого состоит в замене деформирующегося полупространства эквивалентным по осадке «столбом» грунта, повторяющим в плане размеры подошвы фундамента и имеющим возможность ограничиваемого бокового расширения в нелинейной стадии деформирований. В линейной стадии грунтовый столб находится в условиях компрессионного сжатия рис. П.2.
Приравнивая осадки указанных расчетных моделей основания в стадии линейного деформирования, определяют высоту грунтового столба гш считая ее неизменной и при последующем увеличении нагрузки.Затедо, -используя нелинейные зависимости между напряжениями и деформациями в условиях однородного напряженного состояния, определяют осадку столба Д5 при нагрузке р на участке деформирования ррг р ри см. рис. П. 1. Полную осадку sp см. рис. П.2 получают суммированием осадки sRt определяемой по одному из методов СНиП 2.02.01-83, и осадки As.
Учитывая предположение о том, что касательная к кр и ЙЬЙ зависимости осадки Sp от нагрузки р при давлении ри вертикальна сравните рис. П. 1 с рис. II.1, полная осадка выражается зависимостью
ри -Rp- Д
R — azg 0 р
-Ц
ПЛ
где — осадка при давлении р R R — расчетное сопротивление грунта основания, определяемое по формуле III. 14; ри — предельное сопротивление грунта основания, определяемое как отношение силы предельного сопротивления основания см. формулу 11.57 к приведенной площади прдошвы основания Nubl о — вертикальное напряжение от собственного веса грунта на уровне подошвы фундамента. j j t
Условием применимости формулы П. 1 является требование однородности напряженного состояния в пределах высоты ги грунЦврго, столба, т. е. требование о постоянстве вертикальных напряжений на глубину ги ниже по-
Йошвы фундамента. Для этого нёобходимо, чтобы основание было однородным а указанную глубину. Параметр ги, получаемый из сопоставления осадки столба и осадки, полученной методом послойного суммирования при р Rt определяют по формуле
рЕ
П.2
гдТ2 — среднее значение модуля деформации в пределах сжимаемой толщи, определяемое по формуле 11.19; — безразмерной коэффициент, Р 0,8. Также необходимо, чтобы га было не меньше ширины подошвы фундамента b.
812

4. Я. 2. Расчет крена внецентренно нагруженного фундамента с учетом бокового отпора грунта
Расчет кренов фундаментов от моментной нагрузки по СНиП 2.02.01-83 см. II.2.7 основывается на теоретических решениях о жестком штампе, находящемся на верхней границе полупространства или линейно деформируемого слоя. Для достаточно заглубленных фундаментов при относительной глубине dll 1 расчетную схему задачи целесообразно уточнить, учитывая боковой отпор грунта, расположенный выше подошвы фундамента. В этом случае линейно деформируемое основание характеризуется тремя коэффициентами жесткости рис. П.З: неравномерного сжатия в вертикальном направлении под подошвой фундамента С неравномерного сжатия в горизонтальном направлении сх сдвига в плоскости подошвы ст.
Коэффициенте назначают расчетным путем, учитывая распределительную способность основания и относительную глубину заложения фундамента к dll:
c MkiiJt П.З
где М — момент, действующий на уровне верхнего обреза фундамента, МН • м; — коэффициент, зависящий от относительного заглубления фундамента А- dJl k 1 — 0, i А.,. но не менее k 0,8; для фундаментов промышленных зданий, оборудованных кранами 1; i — крен фундамента без учета его заглубления, определяемый по одной из формул'11.28. II.30; — момент инерции подошвы фундамента, м4.
Кбэффицйеи’Нл « сх линейно зависят от с:
сх г Рczfd ? 0,35,
П.4
П.5
где Р — коэффициент, учитывающий относительную плотность грунта обратной васыпки:
Р 6pptf — 5,0, П.6
где p'd—плотность грунта обратной засыпки в сухом состоянии, кНм3; pd —
плотность грунта природного сложения под подошвой фундамента в сухом
состояний, кНм3 р должна быть не менее 0,9pd, т. е. pdlpd 0,9.
DL
ч
wtnUJIIIIHII
i Ртах
Рис. П.З. Схема'к определению крена внецентренйо натуженного фундамента ic учетом эффекта заглубления
313

В приводимой ниже расчетной формулё помимо, линейных размеров фун.-. дамекта см. рис. П.З используются следующие геометрические характеристики фундамента:
Ло S Ьу г - г_,24; П.7
V1
s. 2 by 2v— 4-i3d: П.8
V1
Jo t V И- г-140: П.9
vi
Л 6; П.10
J W812. П. 11
В формулах П.7.П.11 линейные размеры ступенчатого фундамента byJ v9 d, i и Ъ обозначены в соответствии с рис. П.З.
Обозначив далее:
Fx рс0 схА; П. 12
F3 pc,S0 cxdA; П.13
Р» РctJ cJ схе1йА, П. 14
расчетную формулу по вычислению крена id с учетом упругого отпора грунта представляют в виде
M'F1 QF2 id FiF3 - F, • Ш5
где М9 и Q — соответственно изгибающий момент и перерезывающая сила на уровне планировочной отметки, причем М' М Qh0 см. рис. П.З. Глубина, на которой расположен центр поворота фундамента,
о М'2 QF3M'Fг QF2. П. 16
В настоящем виде расчета помимо крена id необходимо определить краевые давления по подошве ртах и реактивное сопротивление грунта охг по боковым
min
поверхностям фундамента, поскольку в результате расчета, наряду с основным условием П.7 id iu и ограничениями, накладываемыми на отношение
PmaxPmin °ДН0 из условий III.4.III.6, в пределах глубины фундамента должно выполняться также следующее неравенство:
ах г ах. и г, П. 17
где ох, и г — предельные по прочности напряжения в грунте, расположенном выше подошвы фундамента.
Краевые давления по подошве фундамента
Ргаах NA ± 1аС;12, mln
где N — суммарная вертикальная сила на уровне подошвы фундамента.
Реактивное сопротивление грунта ох г по передней и задней граням фундамента изменяется : глубиной по следующему закону: д -
ldcx г 0 — г. П. 18
Предельные напряжения охш г в грунте обратной засыпки определяются как разность между пассивным и активным давлениями на боковые грани
314

фундамента. Соответствующая расчетная формула исходит из распределения напряжений по Ренкину с учетом сцепления:
77Г77Г
О , '
а 4Ус у2 tg Ф1 СУ cos Ф1, П.19 aj . g '
O'
где ус—коэффициент условий работы, Yc 1, 2; 7—коэффициент надежности, Y 1; у9 c'l Y’j— _ соответственно расчетные значения угла внутреннего трения, град., удельного сцепления, МПа, и удельного веса грунта, МНмэ, расположенного выше подошвы фундамента. л
Как следует из расчетных зависимостей и на- о турных испытаний фундаментов, эффект заглуб- Рис. П.4. Фундамент на
ления в расчетах кренов учитывается при надеж- двухслойном основании ном уплотнении обратной засыпки. Считают, что
коэффициент уплотнения должен быть не менее kc 0,92 при ря 1,60.1,65 гсм3.
4.П.З. Определение несущей способности двухслойного основания
В практике строительства однородные основания всаречаются довольно редко. В расчетах несущей способности слоистое основание допустимо заменить однородным со средневзвешенными в пределах активной зоны характеристиками при условии, что по прочности слои грунта отличаются не более чем на 50 . В против,ном случае необходимо анализировать двух-, трехили многокомпонентные системы.
Практический интерес представляет двухслойное основание, слои которого обладают трением р Ф 0: q2 ф 0 и сцеплением ct Ф 0: с2 ф 0.
Рассмотрим аналитическое решение Т. В. Нхием и др. для центральнонагруженного фундамента с размерами подошвы h X рис. П.4 при глубине заложения фундамента d и рабочей высоте верхнего слоя Я.
Предельное сопротивление основания ри учитывая заглубление фундамента, определяется по формуле
где Yi — осредненный удельный вес грунта ниже подошвы фундамента на глубине 0,5b; y'j — осредненный удельный вес грунта выше подошвы фундамента; Nьс2и — безразмерный коэффициент несущей способности, зависящий от соотношений c2fclt Ciiyfi, НЬ и значений фх и р2 табл. П.1; если 0, то
вначения Nbc2n принимаются в зависимости от c2Yi. qi и р2; а —
безразмерный коэффициент, учитывающий различные сочетания углов внутреннего трения ф и р2 при оценке эффекта заглубления рекомендации по назначению а даны ниже; NqX tg8 я4 Ф12 enigql — безразмерный коэффициент несущей способности, оценивающий влияние глубины заложения фундамента при ф ф1в
Значения а принимаются в зависимости от параметра
где ALo — значение коэффициента Nq при ф фа; при 6' 6 а 1; при 6' 6
Для двухслойных оснований, грунты которых не обладают сцеплением сi са 0, предлагается следующая формула:
Ри 2 4lbNbc2H aydNq
П.20
b' HNqllNql-Nq2,
причем е 1 при фа ф4 и е —1 при ф2 ф1
Ра - Т VibNb2H ay'ldNQl
П.21
315

Таблица ПЛ. Значения коэффициента 2
нь
V,2 при
0 1
1 10 20
30
c'j 0; ф1, 10°
0,3
0,05
0,50
5,00
0,74
2,62
13,24
1,39
3,12
14,02
2,01
3,70
14,82
2,65
4,30
15,67
0,05
0,57
1,61
2,69
3,84
0,5
0,50
3,32
4,21
5,23
6,39
5,00
19,64
21,13
22,73
24,41
0,05
0,55
2,02
4,67
7,46
1,0
0,50
4,90
6,88
9,29
12,21
5,00
34,42
38,20
42,31
46,78
0,05
0,55
2,02
6,42
12,16
1,6
0,50
5,55
9,65
13г86
19,05
6,00
49,15
55,01
62,32
70,40
0,05
0,56
2,02
6,42
18,10
2,0
0,50
5,55
9,82
19,07
27,11
5,00
55,57 c'l 0;
86,09 Ф’, 20°
83,14
95,56
0,05
0,77
3,75
5,25
6,67
0,3
0,50
5,28
6,50
7,74
9,16
5,00
21,15
22,75
25,31
25,98
0,05
0,57
2,20
5,20
8,09
0,5
0,50
5,55
7,36
9,52
11,83
5,00
22,07
31,84
34,81
37,95
0,05
0,55
2,02
6,42
12,01
1.0
0,50
5,55
9,35
13,74
19,01
5,00
55,57
52,34
59,59
67,31
0,05
0,55
2,02
6,42
17,44
1.5
0,50
5,55
9,82
18,56
27,12
5,00
55,57
71,61
83,77
97,36
0,05
0,55
2,02
6,42
20,47
2.0
0,50
5,55
9,82
19,22
36,43
5,00
55,57 с 0;
86,09 ф 30°
108,40
128,60
0,05
0,77
11,22
14,62
18,11
0,3
0,50
7,71
15,19
18,28
21,58.
5,00
36,88
54,11
43,47
47,09
0.5
QIC
0,05
0,57
2,20
12,40
18,40
0,50
5,72
12,09
18,58
23,99
5,00
45,14
59,79
56,72
63,06
316

Продолжение табл. ПА
HI
cJiVjb
i.l
при pj
0
10
20
30
0,05
0,55
2,02
6,42
19,38
1,0
0,50
5,55
9,92
19,22
30,28
5,00
55,57
72,34
8570
100,38
0,05
'0,55
2,02
6,42
20,47
1,6
0,50
5,55
9,82
19,22
37,39
5,00
55,57
86,09
112,22
136,57
0,05
0,55
2,02
6,42
20,47
2fi
0,60
5,55
9,82
19,22
43,49
5,00
5,57
86,09
138,31
173,06
Сс, 0,5; ф', 0
63
0,05
0;50
5,00
0,35
3,53
35,37
0,58
3,92
37,33
0,85
4,40
40,05
1,15
4,93
42,81
0,05
0,40
0,82
1,33
1,92
0,5
0,50
4,04
4,71
5,57
6,50
5,00
40,44
43,65
48,06
52,49
0,05
0,51
1,56
2,89
4,49
1,0
0,50
5,16
6,83
8,82
11,96
5,00
51,62
59,62
68,24
77,15
0,05
0,55
2,02
5,00
8,05
1,5
0,50
5,55
9,20
12,61
16,59
5,00
55,57
76,07
89,01
102,38
Щ
0,55
2,02
6,42
12,66
2,0
0,50
5,55
9,82
17,01
23,17
Щ
55,57
86,09
110,81
129,02
сЩ 0,5;
pf 10°
0,0
0,78
1,71
2,37
3,05
0,3
0,50
5,53
6,48
7;42
8,39
5,00
4762
?l,96
56,14
60,27
0,05
0,57
1,82
3,01
4,21
0,5
0,50
5,55
7,13
8,75
10,46
I
5,00
55,57
57,42
64,29
71,12
0,05
0,55
2,02
4,89
7,82
Ifi
0,50
5,55
9,05
12,46
16,35
5,00
55,57
71,91
85,41
98,96
317

Продолжение табл. П.1
нь
nU2 пРи Ф;
0
to
20
30
0,05
0,55
2,02
6,39
14,40
1,5
0,50
5,55
9,82
16,83
23,34
5,00
55,57
86,09
107,64
128,02
0,05
0,55
2,02
6,42
18,47
2,0
0,50
5,55
9,82
19,22
31,52
5,00
55,57 cIcY 0,5;
80,Q8 cpi 20
130,73
158,31
0,05
0,77
4,23
5,78
7,31
0,3
0,50
7,71
11,62
13,46
15,46
5,00
71,17
78,20
84,91
91,72
0,05
0,57
2,20
5,96
8,67
0,5
0,50
5,72
11,09
14,36
17,68
5,00
57,21
80,30
91,88
103,08
0,05
0,55
2,02
6,42
12,43
1,0
0,50
5,55
9,82
16,94
24,08
5,00
55,57
85,93
109,92
132,26
0,05
0,55
2,02
6,42
17,52
1,5
0,50
5,55
9,82
19,22
31,72
5,00
55,57
86,09
130,09
163,11
0,05
0,55
2,02
6,42
20,49
2,0
0,50
5,55
9,82
19,22
40,62
5,00
55,57 с jCj 0,5;
86,09 р 30Q
143,92
195,97
0,05
0,77
3,85
15,74
19,26
аз
о,5а
7,78
24,26
28,46
-32,52
5,00
77,85
132,16
143,92
155,78
0,05
0,57
2,20
13,21
19,39
05
0J50
5,72
12,09
26,61
33,76
5,00
57,21
111,17
143,92
164,78
0,05
0,55
2,02
6,42
19,89
1.0
0,50
5,55
9,82
19,74
37,06,
5,00
55,57
80,09
143,92
188,26
0,05
0,55
2,02
6,42
20,4Q
1,5
0,50
5,55
9,82
19,22
41,52
318
5,00
55,57
8609
143,22
213,87

Продолжение табл. П.1
Hfb
?jVjb
при ф®
0
ю
20
30
0,05
0,55
2,02
6,42
20,47
2,0
0,50
5,55
9,82
19,22
43,49
5,00
55,57
86,09
143,12
265,07
сV с — ф j О
0,3
0,05
0,50
5,00
0,55
5.55
55,57
0,82
6,31
61,32
1,12
7,12
67,05
1.14
7,86
72,33
0,05
0,55
1,05
1,60
2,22
0,5
0,50
5,55
6,93
8,23
9,57
5,00
55,57
65,68
74,81
83,40
0,05
0,55
1,76
3,16
4,84
1,0
0,50
5,55
8,71
11,54
14,51
5,00
55,57
78,15
96,36
111,97
0,05
0,55
2,02
5,28
8,42
1,5
0,50
5,55
9,82
15,46
20,44
5,00
55,57
86,09
117,66
141,60
0,05
0,55
2,02
6,42
13,07
2,0
0,50
5,55
9,82
19,22
27,40
5,00
55,57 c'fa- 1;
86,09 pi 10°
140,78
172,46
0,05
0,77
2,02
2,74
3,46
0,3
0,50
8,33
9,82
11,14
12,53
5,00
76,98
86,09
94,69
102,23
0,05
0,57
2,02
3,20
4,61
0,5
0,50
5,72
9'82
12,19
14,51
5,00
57,21
86,09
100,17
113,32
0,05
0,55
2,02
5,U
8,19
1,0
0,50
5,55
9,82
15,20
20,28
5,00
55,57
86,09
116,41
141,70
0,05
0,55
2,20
6,42
12,90
1,5;
0,50
5,55
9,82
19,22
27,30
5,00
55,57
86,09
135,70
172,28
0,05
0,55
2,02
6,42
18,85
2,0
0,50
5,55
9,82
19,22
35,54
5,00
55,57
86,09
143,92
205,06
319

Таблица П.2. Значение коэффициента МЬ2ц
Фа
ИВ
М
-
20
30
40
Vi
Ф1
ф
10
20
30
40
10
‘20
30
40
10
20
30
40
10
20
30.
40
0,0
1,06
1,06
1,06
4,82
4,82
4,82
17,70
17,70
17,70
66,43
66,43
66,43
0,2
1,51
1,95
2,39
3,84
5,82
6,81
13,17
15,43
20,02
47,89
54,35
60,50
0,4
2,05
2,93
3,92
1,10
6,90
9,06
1,10
12,94
22,53
1,10
42,43
54,15
0,6
2,58
4,07
5,3
1,06
8,11
11,51
1,06
5,49
25,30
1,06
5,49
47,83
0,8
1,06
3,22
5,37
7,80
1,06
4,82
9,52
14,32
1,06
4,82
17,70
28,16
1,06
4,82
36,75
66,43
1,0
3,98
6,83
10,17
1,06
11,07
17,37
1,06
4,82
31,47
1,06
4,82
19,77
1,2
4,41
8,47
12,82
1,06
12,80
20,83
1,06
4,82
34,89
1,06
4,82
17,70
1,4
4,82
10,31
15,77
4,06
14,81
24,58
1,06
4,82
38,79
1,06
4,82
17,70
1,6
4,82
10,31
19,00
1,06
17,00
28,65
1,06
4,82
43,15
1,06
4,82
17,70
1,8
4,82
12,31
22,61
1,06
17,70
33,13
1,06
4,82
47,74
1,06
4,82
17,70
2,0
4,82
14,54
26,49
1,06
17,70
37,91
1,06
4,82
52,79
1,06
4,82
17,70
2,2
1,06
4,82
17,02
30,73
1,06
4,82
17,70
43,07
1,06
4,82
17,70
58,39
1,06
17,70
6,43
2,4
4,82
17,70
35,38
1,06
17,70
48,56
1,06
4,82
64,59
1,06
4,82
17,70
2,6
4,82
17,70
41,36
1,06
17,70
54,51
1,06
4,82
64,43
1,06
4,32
17,70
2,8
4,82
17,70
49,99
1,06
17,70
62,07
1,06
4,82
66,43
1,06
4,82
17,70
3,0
4,82
17,70
66,01
1,06
17,70
66,43
1,06
4,82
66,43
1,06
4,82
17,70
3,2
4,82
17,70
66,43
1,06
17,70
66,43
1,06
4,82
66,43
1,06
4,82
17,70
3,4
4,82
17,70
66,43
1,06
17,70
66,43
1,06
4,82
66,43
1,06
4,82
17,70

где Nb2н —безразмерный коэффициент несущей способности, зависящий от pt,
Ф2» НЬ табл. II.2.
? Несущая способность двухслойного основания, сложенного идеальносвязными грунтами ф ф2 0,
Ри cicl2H П.22
где Ncl2H — безразмерный коэффициент несущей способности, зависящий от соотношений НЬ и c2fc±табл. II.3.
Таблица П.З. Значения коэффициента NC2H
c,ct
HjB
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1.4
1.6
1,8
2,0
ОД
0,05
1,11
2,22
3,33
4,44
6,67
7,78
8,89
10,00
11,11
0,10
0,23
1,45
2,50
3,58
4,55
—
6,56
7,57
8,58
9,60
10,60
0,20
0,47
1,76
2,75
3,72
4,65
—
6,46
7,35
8,24
9,13
10,01
0,30
0,70
2,05
3,00
3,90
4,76
5,55
6,33
7,09
7,58
7,58
7,58
0,40
0,94
2,32
3,25
4,09
4,87
—
6,18
6,39
6,39
6,39
6,39
0,50
1,17
2,60
3,50
4,28
4,98
—
5,72
5,72
5,72
5,72
5,72
а,75
1,75
3,90
4,13
4,80
-5,31
—
5,55
5,55
5,55
5,55
5,55
1,00
2,37
4,54
4,76
5,37
5,55
—
5,55
5,55
5,55
—
—
1,25
2,98
5,18
5,40
1,50
3,62
5,55
5,55
—
—
—
—
—
—
—
—
1,75
4,28
5,55
5,55
5,55
5,55
5,55
5,55
5,55
5,55
5,55
5,55
2,00
4,97
5,55
5,55
—
—
—
—
—
—
—
—
2,25
5,55
5,55
5,55
2,50
5,55
5,55
5,55
Формулы П.20.П.22 предложены для широкого диапазона прочностных характеристик слоев грунта и соотношений НЬ9 но, по-видимому, не имеют всесторонней экспериментальной проверки. Поэтому целесообразно наряду с основным расчетом проводить дополнительные контрольные, варьируя параметры G, р и Нb. Так, могут быть исключены эаведомо неприемлемые результаты, полученные по формулам П.20.П 22.
Рекомендуют следующие проверочные расчеты?
а при относительных глубинах верхнего слоя Я'6 Я6 0,25 и Н'Ь НГБ - 025:
б предполагая, что основание одпородное с характеристиками в
в предполагая, что основание однородное с характеристиками с2 и р2;
г предполагая, что на глубине Н залегает практически несжимаемый слой.

СПИСОК РЕКОМЕНДУЕМО ЛИТЕРАТУРЫ
1. Горбинов-Посадов М. И., Маликоза Т. Л., Соломин В. И. Расчет конструкций на упругом основании.— 3-е изд.— М.: Стройиздат, 1984.— 680 с.
2. Далматов. Б. .Механика грунтов, основания и фундаменты.— М.: Стройнздат, 1981.— 319 с.
. Дембицки 9Тейхман А. Избранные главы фундаментостроення гидро технических сооружений.— М.: Транспорт, 1981.— 352 с.
4. Косте Ж., Санглера Г. Механика грунтов.— М.: Стройиздат, 1981.— 459 с.
5. Основания, фундаменты и подземные сооружения: Справ, проектировщика Под общ. ред. . А.Сорочанаи Ю, Г. Т рофименкоеа.— М.: Стройиздаг, 1985.— 480 с.
в. Пособие по проектированию оснований зданий и сооружений НИИОСП им. Н. М. Герсеванова.— М.: Стройиздат, 1986.— 415 с.
7. Руководство по выбору проектных решений фундаментов НИИОСП нм. Н. М. Герсеванова —М.: Стройиздат, 1984.— 192 с.
8. Руководство по проектированию плитных фундаментов каркасных зданий и сооружений башенного типа4 НИИОСП им. Н. М. Герсеванова.— М.: Стройиздат, 1981.— 263 с.
9. Руководство по проектированию фундаментов на естественном основании под колонны зданий и сооружений промышленных предприятий.— М.: Стройиздат, 1987.— 109 с.
10. СНиП 2.02 0183. Основания зданий и сооружений: Утв. Госстроем СССР 05.12.1983 г.— М.: Стройиздат, 1985.— 40 с.
11. СНиП 2.01.07-85. Нагрузки и воздействия: Утв. Госстроем СССР 25.08.
1985 г.— М.: Стройиздат, 1985.— 35 с.
12. Сорочан Е. А, Фундаменты промышленных зданий.— М.: Стройиздаг, 1986.— 303 с.
13. Харр М. Е. Основы теоретической механики грунтов.— М.: Стройиздат, 1971.— 320 с.
14. Bowles I Е. Foundation analysis and design.— 3rd. ed.— N. Y.i McGrawHill, 1984. — 816 p.
15. Lamb T. W., Whitman R. V. Soil Mechanics, SI Version.— N. Y.: John
Wiley, 1979.
16. Putati J Technologic de la construction des batiments. Fondation — Soutenements.— P.: Eyrolles, 1979.— 324 p.
17. Tomlinson М. I. Foundation design and construction.— 4th ed.— L.: Pitman, 1980.— 793 p.
18. Wintercorn H. F., Hsai — Yang Fang. Foundation Engineering Handbook.— N. Y.: Van Norstland Reinold, 1975.— 786 p.

ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Анализ возможного подтопления 24
Балка на упругом основании 20, 208 Балки фундаментные 183—185 Блоки фундаментные стеновые 161 Буссннеска формула 161
Варианты грунтовых напластований 41
Вес удельный грунта 26
твердых частиц грунта 28
Взаимодействие силовое основания и ундамента 9
иды напряженных состояний оснований и фундаментов 192, 193 Винклера—Фусса модель 47 Влажность на границе текучести 28 -раскатывания 28
— природная 28
Выбор метода расчета оснований по деформациям 81
по несущей способности
105—108, 253
Герсеванова Н. М прием учета внецентренности нагружения 109 112, 254
Гетч 237
Гидроизоляция подземных конструкций 164—166 Г лины аллювиальные 239
— тропические 237, 238
— соляные известковые 237 Глубина подвала расчетная 151, 152
— промерзания грунта нормативная 37, 38
расчетная 37
Давление грунта боковое ИЗ, 114
— допускаемое 239
— связности эквивалентное 52 Давления базовые 241, 242 Де Беера формула 295 Деформации набухания 73
— предельно допустимые 76, 284
— абсолютные и относительные 73— 75
Длина балки приведенная 207 Жемочкина Б. Н. метод решения контактной задачи 193—198
порядок расчета 203
Жесткость изгибная каркаса здания 12
Инженерно-геологические элементы 23 Интерпретация зондирования 292, 293 Испытания механических свойств грунта 25
— моделей фундаментов 296
— на стандартную пенетрацию 298
Калькреты 239
Карта нормативных глубин промерзания 40
Категории расчетные балок 207 Классификация строительных площадок 20, 21
— зданий по жесткости 14, 15 Классы зданий и сооружений 8 Комбинации усилий 19, 291 Компоненты осадки 269 Консолидация фильтрационная 97 Корректировка компрессионной осадки 279
Коэффициент запаса единый 265—27 частный 268г
— жесткости основания 312 переменный 4
— компрессии 287 Коэффициент консолидации 57
— постели 48, 207
— превышения расчетного сопротивления 167,168
— Пуассона 26, 95
— снижения нагрузок 17, 289, 290 '—условий работы 147
— устойчивости основания 113, 115
— фильтрации 26
Коэффициенты надежности по грунту 105
по нагрузкам 16, 17
по назначению сооружения 105
Критерии допускаемого давления 249
— оценки одно одности оснований 21
— предельных осадок 75, 76

Кулона тело 52 Курка р 237
Латериты 237
Малышева М. В. способ учета нелинейной осадки 312
Манделя формула несущей способности основания 259
Манделя и Саленкона формула 261 Мейергофа формулы интерпретации зондирования 292, 93
несущей способности основания
254, 255, 256
Мероприятия конструктивные при неравномерных осадках 44, 45 для обеспечения несущей способности оснований 103, 104 Метод линейно реформируемого слоя 88, 91
послойного суммирования 81, 82
— случайного поиска 116
— угловых точек 85
Методики сдвиговых испытаний 25, 26, 285
Набухания и усадки 75
Нагрузки, учитываемые в расчете 1,
17, 289, 290
Напластования грунтов 41 Напряжения в грунте дополнительные 83, 85
нейтральные 51, 105
от собственного веса 83
уплотняющие при оценке фильтрации 101
■ эффективные 51, 105
Нормы Великобритании 246, 248
— ФРГ 243—246
Область применения методов расчета по деформациям 80, 81
по несущей способности
105, 253
Опирание фундаментных балок 183 Определение минимальной глубины заложения фундамента 37—39 Осадка абсолютная 73
— во времени 97—103
— вторичная 270
— дифференцированная 74, 70 —консолидационная 270
— мгновенная 269 Оседание 73
Особенности применения ЭВМ в ра счетах оснований 86, 116, 153 Оценка однородности оснований 21— 23
Параметры жесткости 197 Пластичность 27
24
Плиты ленточных фундаментов 159, 160
Плотность грунта 26, 28
— песка относительная 243 Показатель изменчивости сжимаемости основания 21
Порядок определения размеров подошвы фундамента 152, 153 типа фундамента 36
— расчета ленточных фундаментов под стены 169
фундаментов из перекрестных
лент 166—168
скорости осадок 102
Предельные состояния основания 70 Преобразование эпюр уплотняющих давлений 101, 102
Прием учета ветровой нагрузки 291 Приемы деформации основания 70 Проверка подстилающего слоя 153 Прогиб относительный 75 Программа расчета осадок на ЭВМ 309
ширины подошвы на ЭВМ 310
Просадка 73
Развитие осадок при возведении здания 102, 103
Размеры подошвы фундамента: критерии выбора 144—146
расчетные зависимости 146—
150
расчетные параметры формул
150—152
Расчет деформаций: учет взаимного влияния фундаментов 79, 80, 85
характеристика методов 80, 81
Расчет кренов фундаментов 93—96
с учетом заглубления 313—315
Расчет несущей способности основания по обобщенной формуле 254
по В. В. Соколовскому i 12
по А. С. Строганову 109,
112
по Терцаги 256
слоистого основания 262, 263,
315
— скорости деформаций 97—102
— осадок в нелинейной стадии 311, 312
Рекомендации по выбору типа фундамента 41—44
комбинаций нагрузок 19
Сбор нагрузок 18, 19
Сдвиг в основании общий и местный
252
— по подошве фундамента 105 Сен-Венана тело 52 Слой подстилающий 153

Соотношение методов расчета по нормам СССР и других странах 296, 297
Сопротивление грунта расчетное 34, 35
Составляющие несущей способности
основания 250
Сочетания нагрузок 17, 291
Способы определения дополнительных
давлений за рубежом 252
Стадии деформирования грунта 70,
71
Стены подвала 162, 163 Степень влажности грунта 28
— уплотнения основания 97 Стюарта решение 255
Тенга формула 292
Терцаги — Герсеванова модель консолидации грунта 5, 197 Толщина линейно-деформируемого слоя 129 Туфа 237
Угол внутреннего трения грунта 26, 28
Упрощающие предпосылки при расчете деформаций 72, 78
Усилия в перекрестных лентах 204— 207
Учет взаимного влияния фундаментов при расчете деформаций 79, 80, 85
— совместной работы здания — фундамента — основания 9—16
— эксцентричности нагружения фундамента 262
Фазы деформирования под нагрузкой 70
Факторы несущей способности осно« вания 255, 25о
Фундаменты гибкие буробетонные 174
из перекрестных лент 187
плитные 188
типовые 178—181
Фундаменты ленточные монолитные 156
облегченные 161
сборные 158—160
Фундаменты-оболочки 173
— отдельные ступенчатые 169—171
— прогрессивные анкерные 174
— щелевые 162, 174
Хансена—Лундгрейа метод расчета осадок 280— формула несущей способности основания 254—256 Характеристики грунтов физические, используемые в расчетах 26
— вспомогательные 28
нормативные 32, 33
расчетные 33
Характеристика сооружений 89 Характеристические точки 275
Швы осадочные 163, 164
Шмертмана формула расчета осадок
254
Экспресс-методы расчета осадок 280— 282
Эпюры напряжений дополнительных 82, 88, 275, 276
под подошвой фундамента 145,
146
уплотняющих 101
Яки способ расчета осадок 281

ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие 3
Основные характеристики, используемые при проектировании фунда ментов в СССР. 4
Основные характеристики, используемые при проектировании фундаментов за рубежом 6
I. Определяющие факторы при проектировании оснований и фундаментов 8
1.1. Характеристика сооружений 8
1.1.1. Степень ответственности здания и сооружения 8
1.1.2. Функциональное назначение зданий. . 9
1.1.3. Учет совместной работы грунтового основания, фундаментов
и верхнего строения. 9
1.2. Нагрузки, учитываемые в расчете 16
1.2.1. Сбор нагрузок. 18
1.3. Инженерно-геологические изыскания на строительной площадке 19
1.3.1. Классификация инженерно-геологических условий 20
1.3.2. Инженерная оценка однородности оснований. 21
1.3.3. Инженерно-геологические элементы грунтовой толщи 23
1.3.4. Подземные воды. 24
1.3.5. Физико-механические характеристики грунтов. 25
1.3.6. Расчетные значения физико-механических характеристик грунтов.29
1.3.7. Определение деформационных и прочностных характеристик
грунтов по таблицам. 31
1.4. Анализ определяющих факторов и возможные типы фундаментов 36
1.4.1. Определение минимально возможной глубины заложения фундаментов. 37
1.4.2. Характер грунтовых напластований и возможные типы фундаментов. 41
1.4.3. Рекомендации по выбору типа фундамента. 41
1.4.4. Конструктивные мероприятия по снижению неравномерных
осадок 44
1.4.5. Учет местных условий строительства 46
1.5. Расчетные модели оснований. 47
Примеры 53
II. Основы расчета оснований по предельным состояниям 70
II. 1. Исходные положения. 70
II.2. Расчет оснований по деформациям. 71
11.2.1. Причины деформации основания 73
11.2.2. Количественные характеристики деформаций 73
II.2.3 Предельно допустимые совместные деформации здания и основания. 75
11.2.4. Условия, при которых расчет деформаций возможно не производить.77
11.2.5. Необходимость учета взаимного влияния соседних фундаментов при расчете деформаций 79
11.2.6. Методы расчета вертикальных деформаций 80
11.2.7. Расчет кренов фундаментов 93
11.2.8. Прогнозирование осадок во времени • • 97

11.3. Расчет оснований по несущей способности.
11.3.1. Область применения методов расчета
11.3.2. Аналитические методы расчета.
И.3.3. Инженерные методы расчета
Примеры
III. Проектирование фундаментов мелкого заложения II 1.1. Классификация фундаментов мелкого заложения и область их
применения TI1.2. Исходные данные для проектирования фундаментов мелкою заложения.
111.3. Определение размеров подошвы фундамента 1Ц.З.К Критерии выбора размеров подошвы
111.3.2. Расчетные зависимости III.3.3. Рекомендации по назначению расчетных параметров при опре.
делении ширины подошвы фундамента.
II 1.3.4. Порядок определения размеров подошвы фундамента
III.3.5. Особенности расчета с применением ЭВМ II 1.4. Проверка прочности подстилающего слоя II 1.5. Ленточные фундаменты.
111.5.1. Конструктивные решения II 1.5.2. Рекомендации по устройству сборных ленточных фундаментов
111.5.3. Расчет прерывистых ленточных фундаментов ,.
111.5.4. Порядок расчета ленточных фундаментов под стены
II 1.6. Отдельные фундаменты.
111.6.1. Конструктивные решения. Область применения
II 1.6.2. Новые конструктивные формы фундаментов.
II 1.6.3. Конструкции и номенклатура типовых фундаментов II 1.6.4. Фундаментные балки II 1.7. Гибкие фундаменты.
II 1.7.1. Конструктивные решения. Предварительное назначение размеров фундаментов III 7.2. Статический расчег гибких фундаменюв Примеры
IV. Принципы проектирования оснований и фундаментов за рубежом
IV.1. Характеристика грунтовых отложений, распространенных в развивающихся странах
IV.2. Исходные положения расчета оснований IV.3. Упрощенный метод определения допускаемого давления.
IV.4. Критерии при назначении допускаемого давления на основе аналитических решений IV.5. Определение допускаемого давления исходя из требований устойчивости.основания
IV.5.1. Решение Терцаги IV.5.2. Сопоставление расчетных формул типа Терцаги. IV.5.3. Обобщенные расчетные формулы для определения несущей способности оенбваний.
IV.5.4. Решения, в которых учитывается влияние отдельных факторов.
IV.5.5. Устойчивость слоистых оснований
IV.5.6. Выбор коэффициента запаса IV.6 Допускаемое давление по условиям обеспечения безопасной осадки IV.6.1. Решения теории упругости об осадках поверхности упругого
полупространства. Т IV.6.2. Методы расчета, оценивающие осадку в пределах активно сжимаемой толщи IVJ.3. Эспресс-методы расчета осадок
IV. 6.4. Предельно допустимые деформации IV. 7. Механические характеристики грунгов, вводимые в расчет оснований • ••«• • , «••• •
103
105
108
113
117
141
142
144
144
144
146
150
152
153
153
156
156
156
162
166
169
169
173
174
183
185
185
192
213
236
236
239
240
248
249
249
252
254
258
262
265
269
271
873
280
282
284

IV.8. Нагрузки, вводимые в расчет 289
IV.9. Допускаемое давление и ожидаемые осадки по данным экспериментов на площадке строительства. 291
IV.9.1. Интерпретация результатов стандартных пенетрационных
испытаний. 292.
IV.9.2. Интерпретация результатов статического зондирования 293
IV.9.3. Оценка осадок по данным испытаний моделей фундаментов 29
IV. 10. Сопоставление методов расчета оснований за рубежом и в СССР 296 Примеры 298
Приложения 309
1. Программа расчета осадок фундамента методом послойного суммиро¬
вания. 309
2. Программа расчета ширины подошвы фундамента. 310
3 Примеры, в которых реализован комплексный расчет отдельно стоящего, ленточного и плитного фундаментов. 311
4. Некоторые дополнительные вопросы расчета оснований. 311
4.П.1 Расчет осадок фундаментов в нелинейной стадии деформирования
грунтов. 311
4.П 2. Расчет крена внецентрённо нагруженного фундамента с учетом
бокового отпора грунта. 313
4.П.З. Определение несущей способности двухслойного основания • 315
Список рекомендуемой литературы. 322
Предметный указатель. 32
Учебное пособие
Шутенко Леонид Николаевич,
Гильман Александр Дмитриевич,
«Пупан Юрий Тимофеевич
ОСНОВАНИЯ И ФУНДАМЕНТЫ. Курсовое и дипломное проектирование
Художественный редактор С. 7. Духленко Переплет художника Г. М. Балюна Технический редактор А. И. Омоховская Корректор Л. Г. Любимова
ИБ 12918
вдано в набор 30.08.88. Подписано в печать 24.02.89. БФ 03536. Фррыат 60X90'ie- Бум»; тип. М 2. Гарнитура литературная, бысокая печать. Уел. печ. л. 20,5. Уел. кр.-отт. 20,81.
Уч.изд. л. 22,11. Тираж 15000 экз. Изд. 057. Зак. 8-919. Цена 9J0 к.
Головное издательство издательского объединения. «Выща шкода», 252064, Киев-54»
ул. Гоголевская, 7
Книжная фабрика им. М. В. Фрунзе, 310057, Харьков-57, ул, Донец-Захаржевского, 68