Автор: Костерин Э.В.
Теги: подземное строительство земляные работы фундаменты строительство тоннелей строительство
ISBN: 5-06-001042-2
Год: 1990
Текст
Э. В. КОСТЕ РИН
И
Э. В. КОСТЕРИ Н
(хвшоааш
Фтадаааи
ИЗДАНИЕ ТРЕТЬЕ.
ПЕРЕРАБОТАННОЕ И ДОПОЛНЕННОЕ
Допущено
Государственным комитетом СССР
по народному образованию
в качестве учебника для студентов
высших учебных заведений,
обучающихся по специальностям:
«Строительство автомобильных
дорог и аэродромов» и «Мосты
и транспортные тоннели»
Москва «Высшая школа»
1990
ББК 38.58
К72
УДК 624.15
Рецензент:
кафедра «Основания н фундаменты»
Московского ннтитута инженеров железнодорожного транспорта
(зав. кафедрой д-р техн, наук, проф. Г. П. Соловьев)
Костерин Э. В.
К72 Основания и фундаменты: Учеб, для вузов по спец. «Стр-
во автомоб. дорог и аэродромов» и «Мосты и транспортные
тоннели».—3-е изд., перераб. и доп.— М.: Высш, шк., 1990.—
431 с.: ил.
ISBN 5-06-001042-2
В книге изложены вопросы расчета, проектирования я возведения фундамен-
тов опор мостов н других сооружений на автомобильных дорогах. Рассмотрены
фундаменты мелкого заложения, свайные, столбчатые и массивные глубокого за-
ложения, а также фундаменты в особых условиях. Освещены методы определения
перемещений фундаментов, оценки прочности оснований, расчета ограждений кот-
лованов и укрепления грунтов. В третьем нзданнн (2-е — 1978 г.) приведены сведе-
ния о применении ЭВМ в проектировании фундаментов, об особенностях их строи-
тельства на суше н акваториях.
к
3304000000(4309000000) —048
001(01)—90
222—90
ISBN 5-06-001042-2
ББК 38.58
6С4.03
© Э. В. Костерин, 1990
ПРЕДИСЛОВИЕ
Третье издание учебника, как и предыдущие, предназначено
для использования студентами автомобильно-дорожных строитель-
ных специальностей вузов на всех стадиях изучения дисциплины
«Основания и фундаменты транспортных сооружений»: при про-
работке теоретической части, в курсовом и дипломном проектиро-
вании, а также в исследовательской работе.
Объем материала о различных фундаментах дан в зависимости
от степени их распространения в транспортном строительстве,
сложности проектирования и возведения. Основное внимание уде-
лено основаниям и фундаментам опор мостов. Значительную часть
книги занимают материалы о свайных и столбчатых фундаментах,
которые, являясь экономичными и надежными, широко распрост-
ранены в транспортном строительстве.
Сведения о различных фундаментах изложены в единой после-
довательности: вначале рассмотрены их виды, конструкции и об-
ласть применения, затем — проектирование, включая расчеты, и
особенности строительства.
В тексте учебника и приложениях приведены таблицы, необ-
ходимые для расчета фундаментов и оснований, программы рас-
чета свайных и столбчатых фундаментов на ЭВМ, а также харак-
теристики основного оборудования для возведения свайных и
столбчатых фундаментов.
В новом издании учебника отражены достижения науки и техни-
ки в области транспортного фундаментостроения за истекшее де-
сятилетие и учтены действующие СНиПы.
В отличие от предыдущего издания также более широко осве-
щено применение,ЭВМ в проектировании фундаментов и проекти-
рование фундаментов в сейсмических районах; впервые даны све-
дения об оптимальном проектировании, рассмотрены опоры-фун-
даменты мостов («безростверковые») и устройство фундаментов
способом «стена в грунте».
Книга может быть полезной и для инженеров (проектировщи-
ков и производственников), работающих в области дорожного
фундаментостроения.
Автор благодарит рецензентов — сотрудников кафедры «Осно-
вания и фундаменты» МИИТа, возглавляемой д-ром техн, наук,
проф. Г. П. Соловьевым, за замечания, способствовавшие улуч-
шению учебника.
Автор
ВВЕДЕНИЕ
грунту основания и
Ряс. В.1. Схема фундамен-
та мелкого заложения опо-
ры моста:
/ — фундамент; 2 — основа-
ине; 3 — несущий пласт; 4 —
подошвы фундамента; 5 — об-
рез; 6 — опора; 7 — нанннэ-
ший уровень дна после раз-
мыва грунта
Курс «Основания и фундаменты» охватывает круг вопросов,
связанных с проектированием и возведением фундаментов инже-
нерных сооружений.
Фундаментом называют подземную или подводную часть
сооружения (рис. ВЛ), которая передает нагрузку от сооружения
тределяет ее, как правило, на большую
площадь.
Основанием считают слои грунта,
залегающие ниже подошвы фундамента
и в стороны от него, влияющие иа устой-
чивость фундамента и его перемещения.
Нижнюю плоскость, которой фунда-
мент опирается на грунт, называют по-
дошвой. Верхнюю границу между фун-
даментом и телом сооружения называют
плоскостью обрезов или просто обрезом
фундамента. Расстояние по вертикали от
обреза до подошвы составляет высоту
фундамента Лф.
Под глубиной заложения фундамента
h понимают расстояние от самого низко-
го, в период эксплуатации сооружения,
уровня поверхности грунта до подошвы
фундамента. В общем случае высота
фундамента и глубина его заложения мо-
гут быть различными (рис. В.1).
Необходимость заглубления фунда-
мента диктуется рядом условий. Верхние
слои грунта обычно имеют низкую несу-
щую способность. Устройством фундамента и заглублением его до
прочных грунтов обеспечивают надежное существование соору-
жения как во время строительства, так и в период его эксплуа-
тации.
Заглублением фундаментов ниже уровней размыва предохра-
няют гидротехнические сооружения и опоры мостов от потери ус-
тойчивости и обрушения в результате подмыва грунта основания
текущей водой.
Многие грунты подвержены пучению при промерзании. Заглуб-
ление фундаментов ниже зоны пучения предохраняет сооружение
от воздействия нормальных сил пучения, которые могут вызвать
его деформации.
Второе назначение фундаментов — распределение нагрузки на
большую площадь — вытекает из сопоставления прочности мате-
риала надфундаментной части сооружения и прочности грунта.
Прочность грунта обычно значительно меньше прочности мате-
риала сооружения, поэтому подошва фундамента имеет размеры
большие, чем размеры сооружения.
Фундамент может служить и ограждающей конструкцией, на-
пример в зданиях, имеющих подвалы.
Различают фундаменты мелкого и глубокого заложения. К по-
следним относят свайные и столбчатые, массивные фундаменты в
виде опускных колодцев и кессонов, а также фундаменты, соору-
женные способом <стейа в грунте».
Фундаменты глубокого заложения отличаются от фундаментов
мелкого заложения значительно большей глубиной заложения,
особенностями конструкции, постройки и характером работы в
грунте. По боковым поверхностям фундаментов глубокого зало-
жения возникают значительные реактивные составляющие дав-
лений грунта, которые учитывают при расчетах этих фундамен-
тов.
Схема фундамента мелкого заложения показана на рис. В.1.
Свайный фундамент состоит из несущих элементов — свай и рост-
верка (рис. В.2). Ростверк объединяет сваи в одну конструкцию и
распределяет иа них нагрузку от сооружения. Столбчатый фунда-
мент по сравнению со свайным имеет большие размеры несущих
элементов — столбов. Массивный фундамент глубокого заложения
(рис. В.З) отличается от свайного и столбчатого конструкцией,
большими размерами, особенностями погружения.
Основания могут быть естественными и искусственными. Если
фундамент возводят на грунте с сохранением его природных ка-
честв, то такое основание называют естественным. Если грун-
ты перед возведением фундамента укрепляют тем или иным спо-
собом, то основание называют искусственным.
Вследствие многообразия условий возведения фундаментов тре-
буется внимательно подходить к их проектированию. Очень часто
для одного и того же сооружения можно наметить несколько тех-
нически обоснованных типов фундаментов. Задача инженера за-
ключается не только в том, чтобы правильно запроектировать и
построить тот или иной фундамент, который удовлетворял бы тре-
бованиям прочности, устойчивости, деформативности, долговечно-
сти и обеспечивал надежную эксплуатацию сооружения, ио и в
том, чтобы из всех возможных вариантов на основе технико-эко-
номического анализа выбрать наиболее целесообразный (опти-
мальный).
Б
В курсе «Основания и фундаменты» изучаются не только воп-
росы проектирования фундаментов и оснований, но и особенности
производства работ по постройке фундаментов. Методы производ-
ства работ в значительной степени влияют на конструкции фунда-
Рис. В.2. Свайный фундамент:
/ — сван; 2 — подошва ростверка;
3 — ростверк; 4 — обрез роствер-
ка; 5 — опора; 6 — линия наи-
большего размыва
Рнс. В.З. Фундамент глубоко-
го заложения в виде опускно-
го колодца:
1 — уровень размыва грунта; 2 —
опора; 3 — распределительная пли-
та; 4— заполнитель из песка или
бетона; 5 — стенка колодца; 6 —
нож; 7 — подушка подводного бе-
тона
ментов, их стоимость и несущую способность грунтов основания.
Поэтому проектировать фундаменты нужно с учетом методов про-
изводства работ.
Курс «Основания и фундаменты» связан с такими дисципли-
нами, как «Инженерная геология и механика грунтов», «Сопро-
тивление материалов», «Строительнаня механика», «Мосты и со-
оружения на автомобильных дорогах», «Проектирование автомо-
бильных дорог», «Вычислительная техника и программирование»
и др.
ГЛАВА 1
ОЦЕНКА ПРОЧНОСТИ ОСНОВАНИИ
1.1. О предельных состояниях оснований
и фундаментов
Анализ причин аварий инженерных сооружений, возводимых
на нескальных грунтах, показывает, что в большинстве случаев
нарушение нормальной эксплуатации сооружения происходило
вследствие потери устойчивости оснований или развития больших
и неравномерных перемещений фундаментов. Известны также ава-
рии, которые были вызваны или сопровождались разрушением
материала фундаментов.
Как известно из механики грунтов, в случае горизонтальной
поверхности грунта нарушение прочности (устойчивости) осно-
вания при действии на него вертикальной нагрузки или нагрузки
с небольшим наклоном связано с образованием в грунте поверх-
ностей скольжения и сдвигом значительных объемов грунта. Этот
процесс сопровождается быстро протекающей осадкой и креном
фундамента, что приводит к потере устойчивости всего сооруже-
ния. При этом в случае небольшой глубины заложения фундамен-
та около него с одной или с двух сторон образуется вал выпира-
ния грунта.
Классическим примером аварии подобного типа является ава-
рия элеватора в Норс-Трансконе (Канада), происшедшая в
1913 г. Вследствие потери прочности основания силосное соору-
жение получило крен 27°. Одна сторона его осела на 8,8 м, а дру-
гая приподнялась на 1,5 м (рис. 1.1).
Несмотря на строго соблюдаемую равномерную загрузку эле-
ватора зерном, крен сооружения был вызван уменьшением тол-
щины сжимаемого слоя глины под одной стороной фундаментной
плиты из-за наличия в этом месте гряды валунов. Недостаточная
прочность водонасыщенного глинистого грунта, особенно в нижней
части основания, не была установлена при изысканиях. В какой-
то степени на снижение прочности глины повлияла незавершен-
ная консолидация грунта. Влияние последнего фактора можно
было бы уменьшить более низкими" темпами загрузки элеватора.
7
Впоследствии силосное здание выровняли с помощью гидрав-
лических домкратов и подвели новые столбчатые фундаменты.
Столбы были доведены до скального грунта.
При расположении сооружения на гребне откоса, у его осно-
вания или на самом откосе, а также в случае примыкания с од-
ной стороны к сооружению насыпи
Известняк
Рис. 1.1. Схема аварии элеватора в
Норс-Трансконе в результате потери ус-
тойчивости грунтом основания
при неблагоприятных условиях
может произойти потеря устой-
чивости грунта и сооружения
из-за глубокого односторонне-
го сдвига. В транспортном
строительстве такие аварии из-
вестны с устоями мостов.
На рис. 1.2 показана схема
аварии устоя автодорожного
моста, которая произошла при
отсыпке подходной насыпи вы-
сотой 10 м. Когда насыпь была
еще недосыпана до проектной
отметки на 2 м, устой сместил-
ся в уровне подошвы роствер-
ка на 74 см в сторону проле-
та и на 35 см поперек оси мос-
та в низовую сторону. Поверх-
ность насыпи за устоем осела,
а на некотором расстоянии от
него в насыпи образовались
поперечные трещины отрыва и сдвига. Со стороны пролета про-
изошло выдавливание естественного грунта с образованием не-
большого вала выпирания. Откопкой устоя установлены выколы
бетона ростверка в местах заделки свай и излом всех 32 верти-
кальных свай сечением 30X30 см, забитых концами в плотный
среднезернистый песок.
Авария произошла в результате ошибки инженерно-геологиче-
ских изысканий, по данным которых под верхним слоем тугопла-
стичной глины залегал слой суглинка такой же консистенции, а
ниже — плотный среднезернистый песок. По результатам же конт-
рольных изысканий, выполненных после аварии устоя, вторым
слоем вместо тугопластичного суглинка оказался слой текучепла-
стичного ила, что и послужило причиной аварии. Вертикальные
сваи фундамента устоя, который имел сквозную конструкцию, бы-
ли рассчитаны только на передаваемое им ростверком горизон-
тальное давление от подходной насыпи, действующее выше по-
дошвы ростверка.
Благодаря наличию слоя текучепластичного ила непосредствен-
но на сваи действовало большое дополнительное горизонтальное
давление в пределах этого слоя и выше, возникшее при отсыпке
насыпи. Кроме того, слабый слой оказывал меньшее сопротивле-
ние поперечным перемещениям свай, что также способствовало
росту в них изгибающих моментов. Все это привело к смещению
и поломке свай, вызвало сдвиг естественного грунта, насыпи и
устоя. Неблагоприятно повлияло на устойчивость устоя и грунта
отставание отсыпки передней части конуса насыпи от отсыпки са-
мой насыпи за устоем. Эта часть конуса выполняет роль компен-
сирующей вертикальной боковой пригрузки основания, а также
оказывает боковое давление на устой в направлении, обратном
Рис. 1.2. Сдвиг устоя моста, естественного грунта и насыпи:
1 — контуры насыпи, устоя и поверхности после сдвига; 2 — контур насы-
пи по проекту; 3 —> контуры насыпи, устоя и поверхности естественного
грунта до сдвига; 4 — трещины сдвига н отрыва; 5 — линия обрушения,
принятая в расчете устойчивости насыпи н грунта; 6 — тугопластнчная
глииа; 7 — текучепластичный нл; 8 — песок среднезернистый, плотный
давлению насыпи за устоем, т. е. уменьшает результирующее дав-
ление грунта на устой. Отрицательно на прочность свай могло
сказаться отсутствие нагрузки на устое от веса пролетного строе-
ния, что вызвало появление в сечениях свай небольших продоль-
ных сил при значительных изгибающих моментах.
Выполненный проверочный расчет устойчивости насыпи и ес-
тественного грунта у устоя методом круглоцилиндрических по-
верхностей скольжения с проведением опасной поверхности сколь-
жения через две наружные видимые границы сдвига и подошву
слоя ила (см. рис. 1.2) показал на отсутствие запаса устойчиво-
сти у сдвигаемого массива.
Сдвиг устоя и поломку свай можно было избежать, если бы
фундамент устоя был рассчитан на давление грунта со стороны
насыпи от уровня кровли среднезернистого плотного песка до вер-
ха насыпи. Но это потребовало бы увеличения числа свай, при-
дания части свай наклонного положения и надежной их заделки
в слое песка. При таком решении требовалось также исключить
возможность выдавливания ила между сваями в сторону пролета.
9
Поврежденный устой был разобран, насыпь в пределах устоя
удалена, а перед ним сооружена дополнительная промежуточная
опора на фундаменте с применением наклонных свай. Новый ус-
той с наклонными сваями был построен за пределами оползневой
зоны. При этом длина моста увеличилась на 16,8 м, а его стои-
мость возросла в 1,4 раза.
Когда на фундамент действует большая нагрузка, параллель-
ная плоскости его подошвы, а силы сопротивления недостаточны,
фундамент может потерять устойчивость из-за плоского сдвига,
т. е. сдвига его подошвы по грунту или сдвига грунта погранич-
ного слоя непосредственно у подошвы фундамента.
Значительно чаще сохранность и нормальная эксплуатация со-
оружений нарушаются в результате больших и неравномерных
осадок фундаментов при нагрузках меньших, чем нагрузки, соот-
ветствующие потере устойчивости грунтов основания.
Примером аварий этого типа может служить авария автодо-
рожного моста через реку Казанку (рис. 1.3). Большие и нерав-
номерные осадки фундаментов моста, особенно правого устоя, бы-
ли обусловлены целым рядом причин. При инженерно-геологиче-
ских исследованиях не был обнаружен слой торфа под правым ус-
тоем, сжимаемость которого оказалась очень большой. При про-
ектировании было неправильно принято неравномерное размеще-
ние вертикальных свай в фундаменте и не учтено влияние примы-
кающей насыпи, высота которой с правой стороны достигала 18 м,
а с левой—10 м. Ввиду того, что напряжения в грунте от нагру-
зок, передаваемых сваями, и от веса насыпи под задними гранями
устоев оказались значительно больше, чем под передними, задние
грани фундаментов (со стороны насыпи) осели больше. Полная
осадка задней грани правого устоя равнялась 205,8 см, а осадка
пяты арки—100 см. Отсыпка высокой насыпи была сделана после
сооружения устоя, в то время как для уменьшения осадки устоя
ее следовало бы выполнить до его постройки, т. е. предваритель-
но обжать основание.
Приведенные примеры аварий относятся к катастрофическим.
Нарушение нормальной эксплуатации сооружений происходит и
при значительно меньших деформациях оснований.
В связи с указанным выше характером поведения грунтов под
нагрузками расчет оснований производят по двум группам пре-
дельных состояний. Расчет по первой группе — по несущей способ-
ности— должен обеспечить прочность (устойчивость) грунтов ос-
нования и сооружения.
Расчет прочности (несущей способности) основания по напря-
жениям ведут, исходя из условия
P<(YC/Y«)/?. (1-1)
где р — давление (напряжение) под подошвой фундамента от рас-
четной нагрузки; ус— коэффициент условий работы; уп — коэффи-
10
Рнс. 1.3. Деформации автодорожного моста из-за больших и неравномерных осадок его устоев
циент надежности по назначению сооружения; R— характеристика
несущей способности (прочности) основания, представляющая со-
бой интенсивность предельного сопротивления основания.
В соответствии с принятой терминологией в расчете конструк-
ций по первой группе предельных состояний и нормами проекти-
рования оснований и фундаментов транспортных сооружений R
называют расчетным сопротивлением грунтов основания сжатию.
Расчет по несущей способности можно вести, также сопостав-
ляя силы по условию
(1-2)
где F— расчетная нагрузка на основание; Fu— сила предельного
сопротивления основания (несущая способность основания).
Поделив обе части выражения (1.2) на площадь подошвы фун-
дамента, для случая центральной нагрузки получим условие (1.1),
которое используют в расчетах прочности оснований транспорт-
ных сооружений, а (1.2) — промышленных и гражданских соору-
жений.
Устойчивость фундамента на сдвиг по подошве (плоский сдвиг)
обеспечивается выполнением условия
Q<(Ye/Y/,)Qn. (1-3)
где Q — расчетная сдвигающая сила, равная сумме проекций
сдвигающих (активных) сил на плоскость скольжения (плоскость
подошвы фундамента); Qn — предельная удерживающая сила, рав-
ная сумме проекций предельных сил на ту же плоскость.
В сложных случаях, для которых методы определения R и Fu
в зависимостях (1.1) и (1.2) отсутствуют (при расположении со-
оружения на откосе или около него, при одностороннем примыка-
нии к нему насыпи, при неоднородных основаниях и т. п.) устой-
чивость основания и сооружения оценивают в предположении об-
разования глубокого сдвига грунта по некоторой ломаной или
криволинейной поверхности. Чаще всего используют круглоцилиид-
ричеекие поверхности скольжения (сдвига). При этом коэффици-
ент устойчивости определяют по отношению
к=~Мц/М, (1.4)
где Ма — момент предельных удерживающих сил относительно
центра вращения; М — момент всех сдвигающих активных сил от-
носительно того же центра.
Устойчивость сооружения будет обеспечена при выполнении
условия
^mln Yn/Ye» (1-5)
где £min — минимальный коэффициент устойчивости, определяе-
мый по (1.4), для наиболее опасной поверхности обрушения.
12
Для поверхности обрушения с Amin зависимости (1.4) и (1.5)
можно представить в виде, аналогичном зависимостям (1.2) и
(1.3). Для этого следует, приняв k=kmin, подставить (1.4) в (1.5)
и полученную зависимость решить относительно М.
Расчет оснований по второй группе предельных состояний по
деформациям ограничивает деформации надфундаментных конст-
рукций сооружения такими пределами, при которых еще ие нару-
шается нормальная эксплуатация сооружения.
Расчет по деформациям выражают условием
(1.6)
где S —величина перемещения или деформации фундамента и
других частей сооружения, обусловленная деформациями грунтов
основания и материала сооружения (осадка фундамента, горизон-
тальное смещение характерной точки сооружения, креи и т. п.);
Snp — предельно допустимая величина этого перемещения или де-
формации для данной конструкции.
Расчет тела фундамента или его элементов выполняют по пер-
вой группе предельных состояний — по прочности материала фун-
дамента и по второй группе предельных состояний — по трещино-
устойчивости (для железобетонных фундаментов). Этими расче-
тами обеспечивают сохранность фундаментов на весь срок службы
сооружения.
1.2. Определение несущей способности грунтов
Оценка несущей способности нескальных грунтов на основе ре-
шений теории предельного напряженного состояния. Методы оп-
ределения несущей способности грунтов, основанные на исполь-
зовании решений этой теории и подтвержденные эксперименталь-
ными данными, разработаны для оснований фундаментов мелкого
заложения с относительным заглублением О^Л/6^0,5, где h и
b — глубина заложения и ширина фундамента.
Для таких фундаментов известны решения В, В. Соколовско-
го, В, Г. Березанцева, К. Терцаги, Г. Г. Мейергофа, Бринч Хансе-
на и др. Предельное давление на основание по указанным реше-
ниям определяют по формулам в виде сумм трех слагаемых, учи-
тывающих влияние ширины, глубины заложения фундамента и
сцепления грунта.
В настоящее время при проектировании фундаментов мелкого
заложения промышленных и гражданских сооружений для опре-
деления вертикальной составляющей Nu силы предельного сопро-
тивления основания из однородного грунта, находящегося в ста-
билизированном состоянии, используют обобщенную формулу
Nu^b'a' (1.7)
где N-t, Ng и Nc — коэффициенты несущей способности, определяе-
13
мые по приложению 1 в зависимости от расчетного угла внутрен-
него трения tpi и угла наклона б равнодействующей внешней на-
грузки на уровне подошвы фундамента; gT, gg, ge — коэффициенты
формы подошвы фундамента; yi и у/ — расчетные значения
удельного веса грунта ниже и выше подошвы фундамента; Ci —
расчетное сцепление грунта.
Расчет по формуле (1.7) можно выполнять при условии tg6<
<sin фь Соответственно в приложении 1 в скобках приведены
значения коэффициентов несущей способности для предельных
значений углов наклона нагрузки б'.
Коэффициенты формы подошвы фундамента определяют по
формулам:
= 1 — 0,25/7); ^ = 1 + 1,5/т);
ec=i+о,з/7), (1.8)
где т)=а'/Ь'.
Для ленточного фундамента £т=£д=|с=1-
В формуле (1.7) приведенные ширина Ь' и длина а' подошвы
фундамента равны:
&' = д-2е6; а'=а —2еа, (1.9)
где b и а — действительные ширина и длина подошвы фундамен-
та; е* и ея — эксцентриситеты приложения равнодействующей
внешних нагрузок на уровне подошвы фундамента соответственно
в направлении сторон b и а, определяемые относительно осей, про-
ходящих через фактический центр тяжести подошвы фундамента.
Формула (1.7) строго применима при действии центральной
нагрузки на основание (при еб=еа=0). В этом случае в ней учи-
тываются фактические размеры подошвы фундамента а и Ь, а
сумма, стоящая в скобках, определяет интенсивность предельного
сопротивления основания (расчетное сопротивление основания
сжатию).
Используя приведенные размеры подошвы фундамента, приб-
лиженно учитывают влияние внецентренности приложения внеш-
ней нагрузки. Зависимости (1.9) получены в предположении, что
центр тяжести подошвы центрально-нагруженного условного фун-
дамента с размерами Ь' н а' совпадает с точкой приложения рав-
нодействующей внешних нагрузок (рис. 1.4). Таким образом при
внецентренной нагрузке в условии (1.2) силу предельного сопро-
тивления основания определяют для фундамента с приведенными
размерами Ь' и а', а сопоставляют с расчетной нагрузкой, дейст-
вующей на реальный фундамент.
Силу предельного сопротивления основания из водонасыщен-
ных медленно уплотняющихся пылевато-глинистых грунтов (при
показателе текучести /д>0,5 и коэффициенте консолидации
=СЮ7 см2/год) устанавливают методами механики грунтов в пред-
14
положении нестабилизированного состояния грунта. При опреде
лении сопротивления сдвигу такого грунта учитывают влияние из-
быточного давления в поровой воде.
Предельное давление на основание под гибким фундаментом
с гладкой подошвой без учета образования уплотненного грунто-
вого ядра может быть найдено по решению В. В. Соколовского,
полученному им для полосообразной наклонной нагрузки и грун-
та, обладающего трением и сцеп-
лением, с учетом его веса ниже
подошвы фундамента.
Вертикальные составляющие
краевых ординат эпюры предель-
ного давления (рис. 1.5) при у—
=0 и у=Ь определяют в этом
случае из выражений:
Ro=[ h. -f - N& с,;
Rb—Ro 4*
(1.10)
где Nx' — коэффициент, учиты-
вающий влияние веса грунта ни-
же подошвы фундамента и опре-
деляемый по приложению 1 в за-
висимости от ф! и б.
Вертикальную составляющую
силы предельного сопротивления
получим как объем эпюры вер-
тикальных составляющих пре-
дельного давления
Рис, 1,4. Схемы к определению при-
веденной ширины прямоугольного
цеитральио-иагруженного условного
фундамента:
а — фактический фундамент с действую-
щей по его подошве виецеитреиио при-
ложенной расчетной нормальной силой N;
б — условный фундамент с действующей
по подошве центральной предельной нор-
мальной силой Nu
Are =0,5 (/?0+#»)&*. (1-11)
Горизонтальная составляющая силы предельного сопротивления
будет
Q„=/V„tg8.
Эпюра интенсивности предельного' сопротивления основания
имеет трапецеидальную форму. Эксцентриситет еп силы предель-
ного сопротивления определяется через ординаты и Rb-
en=b(Rb~R0)l[Q(Rb+Ro)]- (1.12)
Его значение, зависящее от характеристик грунта, размеров по-
дошвы, глубины заложения фундамента и угла наклона нагруз-
ки, для условий каждой конкретной задачи является постоянным.
Поэтому определять несущую способность основания по формуле
(1.11) в строгой постановке можно для тех случаев, когда экс-
15
Рис. 1.5. Схемы к расчету прочности осно-
вания гибкого фундамента мелкого зало-
жения:
а — схема линий скольжения и предельного дав-
ления; б — вертикальные составляющие предель-
ного давления
центриситет расчетной внешней нагрузки еь равен эксцентрисите-
ту предельной силы сопротивления основания еп. При значениях
еь> отличных от еп, несущую способность основания с использо-
ванием решений современной теории предельного равновесия грун-
тов оценивают приближенно.
Так, известен метод, основанный на использовании найденного
опытным путем поправочного коэффициента ае^1, на который
умножают силу, найденную по формуле (1.11). Этот метод рас-
смотрен был в предыдущем
издании учебника. Имеют-
ся предложения по преобра-
зованию эпюры предельного
давления из условия, чтобы
эксцентриситет силы пре-
дельного сопротивления, ус-
тановленный по преобразо-
ванной эпюре, равнялся экс-
центриситету действующей
нагрузки е&. При этом сила
предельного сопротивления
основания находится как
объем преобразованной
эпюры.
Выражения (1.7) и
(1.11) применимы для фун-
даментов мелкого заложе-
ния, когда расположенный
выше подошвы фундамента
грунт можно рассматривать
только как боковую при-
грузку интенсивностью у//г,
не учитывая при этом сопро-
тивление сдвигу грунта с бо-
ков фундамента в пределах
глубины h. Исследования
показывают, что на несущую способность оснований фундаментов
глубокого заложения существенно влияет относительная глубина
заложения h/b, с возрастанием которой увеличивается предель-
ное сопротивление оснований.
Вопросы оценки несущей способности оснований фундаментов
глубокого заложения в настоящее время (разработаны недоста-
ТОЧНО.
Для связных грунтов, обладающих трением и сцеплением, име-
ющиеся теоретические решения В. Г. Березанцева, Г. Г, Мейерго-
фа и других еще в малой степени обоснованы опытными данными
и проверены практикой. Методы теоретической оценки несущей
способности несвязных грунтов разработаны более полно и лучше
16
обоснованы экспериментальными исследованиями, чем для связ-
ных грунтов. Решения для определения расчетных сопротивлений
несвязных грунтов в основаниях фундаментов с относительным
заглублением Л/Ь>0,5, полученные В. Г. Березанцевым и исполь-
зованные в прежних нормах проектирования мостов и труб, рас-
смотрены во 2-м издании учебника. Из этих решений в настоящее
время при проектировании фундаментов применяется зависимость
для определения расчетного сопротивления несвязных грунтов в
основании набивных свай и свай-оболочек.
Определение расчетных сопротивлений нескальных грунтов
сжатию по эмпирической формуле и таблицам норм с использо-
ванием физических характеристик грунта. Ввиду недостаточной
разработанности теоретических методов оценки несущей способ-
ности оснований с непосредственным использованием прочност-
ных характеристик грунтов в практике проектирования фундамен-
тов применяют методы определения несущей способности основа-
ний по эмпирическим формулам и таблицам норм в зависимости
от вида и физических, характеристик грунтов. Так для фундамен-
тов транспортных сооружений, согласно действующим нормам
проектирования мостов и труб, расчетные сопротивления основа-
ний из нескальных грунтов сжатию /? определяют по условной
формуле „
/?= 1,7 {/?у [ 1 + kv(b — 2)]4-k2y[(Л — 3)} + 1,5ywhw, (1.13)
где /?у — условное сопротивление грунта, кПа, принимаемое по
табл. 1.1... 1.3 в зависимости от вида грунта и его физических ха-
рактеристик; ki и ^2 — коэффициенты, принимаемые по табл. 1.4
в зависимости от вида грунта, а для глин и суглинков и от их
консистенции; b — ширина подошвы фундамента, м (если &>6 м,
то принимают Ь=6 м); у/ — средний удельный вес грунта, кН/м3,
в пределах глубины h без учета взвешивающего действия воды;
уш—9,81 — удельный вес воды, кН/м3; hw — глубина воды, м, от
наинизшего уровня до расчетного уровня дна водотока, учитывае-
мая в основаниях фундаментов промежуточных опор мостов толь-
ко для глин и суглинков.
Глубину заложения фундамента h в формуле (1.13) учитывают
для промежуточных опор мостов от уровня поверхности грунта
после срезки, а в русле рек — от дна водотока у опоры с учетом
общего и половины местного размыва при расчетном расходе. Для
обсыпных устоев h принимают от естественной поверхности грун-
та с увеличением на половину высоты конуса насыпи у передней
i-рани фундамента по оси моста. Для труб замкнутого сечения h
увеличивают на половину высоты насыпи у рассматриваемого
звена.
Условное сопротивление для твердых глинистых грунтов (Л. С
СО) определяют по формуле
7? =1,5/?пс,
17
Таблица 1.1
* Грунты Коэффици- ент пористо- сти е Условное сопротивление пылевато- глинистых грунтов, кПа, в зависимости от показателя текучести ZL, равном
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0.6
Супеси при 0,5 343 294 245 196 147 98
<5 0,7 294 245 196 147 98
Суглинки при 0,5 392 343 294 245 196 147 98
Ю</.^15 0,7 343 294 245 196 147 98
1.0 294 245 196 147 98 ""
Глииы при Zp> 0,5 588 441 343 294 245 196 147
>20 0,6 490 343 294 245 196 147 98
0,8 392 294 245 196 147 98 .
1,1 294 245 196 147 98 — - 1 ——
Примечание. При значениях числа пластичности грунтов I? в интерва-
лах 5... 10 и 15...20 значения устанавливают интерполяцией пб соответ-
ственно между значениями для супесей и суглинков, суглинков и глии.
Таблица 1.2
Песчаные грунты и их влажности
Условное сопротивление
Яу грунтов средней
плотности, кПа
Гравелистые и крупные независимо от их влаж-
ности
Средней крупности:
маловлажные
влажные и насыщенные водой
Мелкие:
маловлажиые
влажные и насыщенные водой
Пылеватые:
маловлажные
влажные
насыщенные водой
343
294
245
196
147
196
147
98
Примечание. Для плотных песков Яу увеличивают в 2 раза, если их
плотность определена статическим зондированием, и в 1,6 раза — лабораторны-
ми испытаниями.
где Япс — предел прочности образцов грунта естественной влажно-
сти на одноосное сжатие. При этом </?у, кПа, не должно превы-
шать: для супесей — 981; суглинков— 1962 и глин — 2943.
Выражение, стоящее в формуле (1.13) в квадратных скобках,
является поправкой к величине /?у, учитывающей влияние шири-
ны фундамента Ь. Поправку вводят с учетом того, что под более
широкими фундаментами можно допускать большие напряжения.
Это положение вытекает также и из теоретических формул (1.7)
и (1.10). Второй член в фигурных скобках учитывает влияние глу-
18
Таблица 1.3
Грунт
Условное сопротивление
крупиообломочиых
грунтов, кПа
Галечниковый (щебеиинстый) из обломков пород:
кристаллических
осадочных
Гравийный (дресвяный) из обломков пород:
кристаллических
осадочных
1470
980
785
490
. Примечание. Значения R? даны для грунтов с песчаным заполнителем.
Если в крупноблочном грунте содержится свыше 40% глинистого заполнителя,
то значения /?» принимают по табл. 1.1 в зависимости от 1Р, 11 и е заполни-
теля.
бины заложения фундамента, с увеличением которой возрастает
несущая способность; что также подтверждается теоретическими
формулами, рассмотренными выше.
Таблица 1.4
Грунт Коэффициенты
kif м—1
Гравий, галька, песок гравелистый, крупный и 0,1 3,0
средней крупности 0,08 2,5 2,0
Песок мелкий
Песок пылеватый, супесь 0,06
Суглинок и глина твердые и полутвердые 0,04 2,0,
То же, тугопластнчные и мягкопластичиые 0,02 . 1,5
Последний член формулы (1.13) учитывает пригрузку от веса
слоя воды над дном реки, когда под подошвой фундамента зале-
гают водонепроницаемые глинистые грунты.
Нормы условных сопротивлений грунтов которые раньше
называли допускаемыми давлениями, являются эмпирическими.
Таблицы эмпирических значений допускаемых давлений на грун-
ты в зависимости от их вида и простейших характеристик на-
ряду с теоретическими методами оценки несущей способности ос-
нований применяют и в зарубежной практике проектирования фун-
даментов.
Нормы условных сопротивлений установлены иа основе обоб-
щения опыта строительства в течение длительного времени, что
является их положительной стороной. Метод оценки несущей спо-
собности оснований по таблицам норм в зависимости от вида и
физических характеристик грунтов имеет и недостатки. В этом
методе не учитываются прямо характеристики сопротивления
19
грунтов сдвигу, которые определяют прочность оснований. Ввиду
разнообразия состава и свойств грунтов их прочностные характе-
ристики изменяются в больших пределах и не всегда могут быть
правильно оценены по простейшим физическим характеристикам,
учитываемым нормами.
Расчетные сопротивления сжатию оснований из скальных грун-
тов, если они находятся в невыветрелом состоянии, определяют
через предел прочности /?яс образцов иа одноосное сжатие
Я—ЯшЛг» (1.14)
где уг=1,4 — коэффициент надежности по грунту.
Расчетные сопротивления сжатию оснований из слабовыветре-
лых, выветрелых или сильиовыветрелых скальных грунтов следу-
ет устанавливать штамповыми испытаниями. При отсутствии ре-
зультатов штамповых испытаний допускается для слабовыветре-
лых и выветрелых грунтов значение R определять по формуле
(1.14), принимая значения Rae с понижающим коэффициентом,
равным соответственно 0,6 и 0,3. Для сильиовыветрелых скальных
грунтов допускается R определять по формуле (1.13) и табл. 1.3
как для крупиообломочных грунтов.
ГЛАВА 2
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПЕРЕМЕЩЕНИЙ ФУНДАМЕНТОВ
2.1. Необходимость определения перемещений
фундаментов сооружений
Для оценки эксплуатационной пригодности сооружения необ-
ходимо уметь определять перемещения его фундаментов, возни-
кающие в результате деформаций оснований, и зиать значения
предельно допустимых перемещений фундаментов, при которых
еще не нарушается нормальная экс-
плуатация сооружения.
Перемещения фундаментов оп-
ределяют методами механики грун-
тов, которые являются в достаточ-
ной степени общими и пригодными
для фундаментов различных соору-
жений. Величины же предельно до-
пустимых перемещений и деформа-
ций фундаментов зависят от вида
сооружения и условий его работы.
Для сооружений различных типов
Рис. 2.1. Схема перемещений
жесткого фундамента
они будут неодинаковыми.
При действии иагрузок в плоскости симметрии жесткого от-
дельно стоящего фундамента его перемещения вследствие дефор-
маций основания можно характеризовать тремя компонентами
(рис. 2.1): вертикальным перемещением центра подошвы фунда-
мента (осадкой) $, горизонтальным смещением и и углом поворо-
та (креиом) со. В случае однородного осиовання осадка s зависит
только от вертикальной центрально-приложенной нагрузки Р.
Угол поворота фундамента ш и горизонтальное смещение и зави-
сят от действующего момента М и горизонтальной нагрузки F*.
Если сооружение передает нагрузку на несколько отдельных
фундаментов, то для оценки влияния деформаций основания на
прочность сооружения и его эксплуатационную пригодность не-
обходимо определить не только осадки каждого фундамента, но
и их разность, а также установить относительную разность осадок
(разность осадок, поделенную иа длину сооружения). Для гибких
фундаментных конструкций (фундаментных балок, плит и др.),
21
важно также знать разности осадок отдельных точек подошвы
фундамента.
Деформированное состояние гибких фундаментов оценивают не
только по величине осадок и их разностей, но и по относительно-
му прогибу, представляющему собой отношение стрелы прогиба к
длине фундамента.
При проектировании фундаментов опор мостов нужно опреде-
лять как абсолютные осадки фундаментов, так и разности осадок
смежных фундаментов. Одинаковые равномерные осадки всех опор
моста не влияют на прочность пролетных строений и не вызыва-
ют разрушения проезжей части в пределах моста. Большие же
равномерные осадки могут нарушить проезжую часть в местах со-
пряжения моста с земляным полотном дороги и уменьшить под-
мостовой габарит.
Разность осадок смежных фундаментов опор мостов статиче-
ски определимых систем также не снижает прочности пролетных
строений, но может привести к недопустимым переломам профи-
ля проезжей части моста и вызвать увеличение динамических воз-
действий на мост подвижных средств.
Разность осадок фундаментов опор мостов внешне статически
неопределимых систем оказывает большое влияние на распределе-
ние усилий в элементах пролетных строений. Если эта разность
не была учтена при расчете пролетных строений или учтена не-
правильно— то ввиду изменения напряженного состояния пролет-
ные строения могут получить серьезные повреждения и стать не-
пригодными к дальнейшей эксплуатации. Перемещения фундамен-
тов таких мостов следует определить с учетом совместной работы
оснований, фундаментов и надфундаментных конструкций и воз-
никающего при этом перераспределения нагрузок на фундаменты.
Для опор мостов ограничивают также горизонтальные смеще-
ния их верха ив и углы поворота юв в уровне расположения опор-
ных частей пролетных строений. Величину ив определяют по фор-
муле
яв=я-|-«)йо, (2.1)
где ho — расстояние от подошвы фундамента до верха опоры (см.
рис. В.1), а при свайных и столбчатых фундаментах — расстояние
от подошвы плиты ростверка до верха опоры (рис. 2.2).
К значению ив, найденному по выражению (2.1), прибавляют
составляющую смещения за счет собственных деформаций опоры.
Величину ©в определяют также путем суммирования ю с состав-
ляющей угла поворота, обусловленной собственными деформация-
ми опоры.
Перемещения верха опор вдоль моста могут нарушить нор-
мальную работу опорных частей и деформационных устройств.
Смещения опор в поперечном направлении приводят к деформа-
циям проезжей части моста в плане и искажению его оси. Пре-
22
дельные значения перемещении опор нужно устанавливать с уче-
том конструкций опор, пролетных строений, опорных частей, де-
формационных швов, размеров подферменных
ройств. Вертикальные перемещения опор
должны ограничиваться допустимыми значе-
ниями углов перелома продольного профиля
проезда. Так, по нормам проектирования ав-
тодорожных мостов различные по значению
осадки соседних опор моста не должны вы-
зывать появления в продольном профиле до-
полнительных углов перелома, превышающих
2%о.
плит и других уст-
2.2. Деформация
Рис.
свайного фундамента
с высоким ростверком
деформируемости
2.2. Расчет конечных
перемещений фундаментов
Теоретические основы различных методов
расчета перемещений фундаментов рассмат-
ривают в курсах механики грунтов.
В настоящее время перемещения фунда-
ментов, обусловленные деформациями грун-
тов основания, определяют, исходя из линей-
ной зависимости между деформациями и на-
пряжениями в грунте. Положение о линейной
грунтов позволяет применить к ним решения о распределении на-
пряжений и деформаций, полученные теорией линейно деформи?
руемой среды. В связи с этим для определения пределов приме-
нимости решений этой теории важно знать значения того наиболь-
шего нормального давления на грунт, до которого зависимость
между деформациями грунта и напряжениями остается практиче-
ски линейной. Значение этого давления можно назвать пределом
пропорциональности грунта основания.
В механике грунтов исходят из положения о том, что линей-
ная зависимость между осадками фундамента и напряжениями
под его подошвой нарушается при развитии в грунте зон предель-
ного напряженного состояния (пластических зон). Поэтому пре-
делом пропорциональности считают то давление, которое соответ-
ствует начальной .стадии развития областей сдвигов.
Предел пропорциональности 7?пц определяют по преобразован-
ной формуле Н. П. Пузыревского, которая при сооружениях с
гибкой конструктивной схемой и одинаковых отметках поверхно-
сти грунта с обеих сторон фундамента записывается й виде
____Vj
•пц_ k
ctg?ii -г л/2 + тп
где <рп и Сц — характеристики сопротивления сдвигу грунта под
подошвой фундамента, используемые в расчетах по! второй группе
предельных состояний; уп — удельный вес грунта под подошвой
фундамента; у'п — средний удельный вес грунта выше подошвы
фундамента в пределах глубины его заложения й; k — коэффици-
ент, принимаемый равным: й=1, если <рц и сц определены непо-
средственными испытаниями, и й=1,1, если они приняты по таб-
лицам норм в зависимости от грунта и его физических характери-
стик; kz — коэффициент влияния ширины подошвы фундамента Ь,
принимаемый равным: при 6^ 10 м kz=l, при Ь> 10 м kz=
=Zo/&+O,2, где zo=8 м.
Значения коэффициента условий работы в выражении (2.2)
зависят от вида грунта:
Крупиообломочиые грунты с песчаным заполнителем и пес-
чаные, кроме мелких и пылеватых..................1,4
Пески мелкие...................................1,3
Пески пылеватые:
маловлажиые и влажные........................1,25
насыщенные водой.............................1,1
Пылевато-глинистые грунты, а также крупнообломочные с
пылевато-глинистым заполнителем с показателем текучести
грунта или заполнителя 7ьС0,25..................1,25
То же, при 0,25</ьС0,5.........................1,20
То же, при /ь>0,5..............................1,10
Формула (2.2) получена из условия, что зоны предельного на-
пряженного состояния у краев подошвы фундамента распростра-
няются в глубь основания на V4 ширины подошвы Ь.
Таким образом методы расчета осадок фундаментов сооруже-
ний, основанные на использовании положения о линейной дефор-
мируемости грунта, будут применимы, если соблюдается условие
Р<ЯПЦ, (2.3)
где р — напряжение под подошвой фундамента.
В последние годы интенсивно развивается механика грунтов,
учитывающая нелинейный характер деформирования грунтов под
нагрузками, который в значительной степени начинает проявлять-
ся при больших напряжениях в основаниях, превышающих 7?пц.
Определение осадок с использованием решений нелинейной меха-
ники грунтов позволит снять ограничение напряжений по усло-
вию (2.3) и проектировать фундаменты сооружений с непосред-
ственным использованием условия (1.6), при обязательном удов-
летворении условиям (1.1)...(1.5). В тех случаях, когда решаю-
щим для определения размеров фундамента является условие (2.3)
[при значительных запасах по условиям (1.1) ... (1.5)], использова-
ние нелинейных решений даст возможность в будущем получать
более экономичные решения фундаментов вследствие повышения
давлений под их подошвами р^7?пц.
Методы расчета осадок фундаментов, учитывающие нелиней-
ную деформируемость грунтов, еще недостаточно разработаны и
24
подтверждены опытными данными. В нормах и практике проек-
тирования фундаментов сооружений сейчас используют решения,
полученные в предположении линейной деформируемости грунтов.
Из таких методов наибольшее применение нашли два: метод по-
слойного суммирования осадок с определением напряжений в ос-
новании, как в линейно деформируемом полупространстве, и ме-
тод определения осадки по расчетной схеме линейно деформируе-
мого слоя конечной толщины. Оба метода включены в действую-
щие нормы проектирования фундаментов.
Расчет осадки фундамента методом послойного суммирования.
Метод послойного суммирования осадок позволяет учесть неодно-
родность основания, выражающуюся в изменении модуля дефор-
мации по глубине. Его можно применять для расчета осадок фун-
даментов, имеющих различную форму в плане. Этим методом мож-
но также учитывать взаимное влияние фундаментов на их осадки
и влияние различного рода боковых пригрузок, что имеет боль-
шое значение при определении перемещений фундаментов мосто-
вых устоев, к которым примыкают высокие насыпи.
Осадки фундаментов этим методом определяют в порядке,
описанном ниже. Для горизонтальных площадок, лежащих на вер-
тикальной оси, проходящей через центр подошвы фундамента,
вычисляют нормальные сжимающие напряжения от веса грунта
(природные давления) и от воздействия сооружения. Пеле этого
строят эпюры природного давления 1 и дополнительного давления
от сооружения 2 (рис. 2.3).
На осадку фундамента влияет лишь толща грунтов, залегаю-
щих ниже подошвы фундамента, определенной мощности ЛСж-
Практически считается, что нижняя граница сжимаемой толщи 4
находится на такой глубине, где дополнительные напряжения от
сооружения составляют 20% от природного давления в грунте.
Эту границу можно легко найти графически — путем наложения
на эпюру давления от сооружения эпюры природного давления 3,
уменьшенного в пять раз (рис. 2.3).
Если найденная таким путем нижняя граница сжимаемой тол-
щи окажется в слое грунта с модулем деформации Е<5 МПа, то
ее положение по глубине уточняется из условия равенства напря-
жения от давления сооружения 10% природного давления.
После этого сжимаемую толщу делят на участки. Толщину сло-
ев выбирают с учетом очертания эпюры сжимающих напряжений.
Она не должна превышать 0,46. При делении сжимаемой толщи
на элементы их границы необходимо совмещать с границами ес-
тественных слоев грунта, если модули деформации последних раз-
личны. Осадку фундамента определяют путем суммирования оса-
док отдельных слоев
где ai — среднее вертикальное дополнительное напряжение в дан-
ном i-м слое грунта от веса сооружения и действующих на него
нагрузок; hi и Ei — соответственно толщина и модуль общей де-
формации слоя; р — безразмерный коэффициент, принимаемый
равным 0,8 независимо от вида грунта.
tew ммюа г
__________xsr
Песок
среднезер-
нистый
РКЯ П9,5
12^
14
"Z,M
156,5
’г
/ 74,0
105,2 8 51,8
Ш " -~ЁГ
»t—аГ
к
<Ь.кПа
dtn, кПа
Суглинок
тугомас-
тичный с
Глина
гпуго плас-
тичная
48,12
1CU
Рис. 2.3. Схема к примеру расчета осадки фундамента мето-
дом послойного суммирования
Значение можно непосредственно определить для середины
слоя или вычислить по формуле
®i=0,5(aKi-{-anZ),
где Ок< и опг — напряжения на кровле и подошве слоя.
Сжимающие вертикальные напряжения о,- в основании под по-
дошвой фундамента определяют как в однородном линейно де-
формируемом полупространстве методами механики грунтов.
Напряжение от давления, создаваемого сооружением, под цент-
ром подошвы прямоугольного, круглого и ленточного фундаментов
на глубине г от подошвы вычисляют по формуле
о,=ctoPoc» (2.5)
где ао — коэффициент, учитывающий изменение напряжений по
глубине, принимаемый по приложению 2, в зависимости от т=
=-zlb и п=а/Ь (Ь — ширина подошвы фундамента (размер мень-
шей стороны), для круглого — диаметр подошвы; а — длина по-
дошвы прямоугольного фундамента).
26
Нормальное напряжение по подошве фундамента, влияющее
на его осадку,
Poc=P-Y%
(2.6)
где р — среднее фактическое напряжение по подошве фундамента.
Осадки вычисляют не от полного давления р, а от давления,
уменьшенного на величину природного давления грунта y'h на
уровне подошвы фундамента. Для фундаментов с шириной по-
дошвы 10 м рОс=Р-
Для основания, состоящего из п слоев грунта, природное дав-
ление на глубине от поверхности z==SA,- вычисляют по формуле
®zn —У 1^1'
(2.7)
где у, и hi — соответственно удельный вес и толщина каждого слоя
грунта.
Природные давления водопроницаемых грунтов, расположен-
ных ниже горизонта вод, определяют с учетом взвешивающего дей-
ствия воды. В этом случае в выражении (2.7) учитывают удель-
ный вес грунта во взвешенном состоянии
VB/=(Y,/ — Yw)/(1 + «/)>
(2.8)
где yst и Yw — удельный вес частиц грунта и воды; — коэффици-
ент пористости грунта.
Пример 2.1. Определить конечную осадку прямоугольного фундамента про-
межуточной опоры моста с размерами подошвы в плайе 5X12 м. Нагрузка,
включая и вес фундамента, Ро==12 500 кН. Грунтовая колонка и расчетная
схема показаны на рис. 2.3; характеристики грунтов приведены в табл. 2.1.
Таблица 2.1
№ слоя
Вид грунта
Модуль об-
щей дефор-
мации, кПа
Удельный вес
по выраже-
нию (2.8),
кН/м5
2
3
4
5
Песок мелкий илистый
Песок средней крупности
Суглинок тугопластичный
Супесь
Глина тугопластичиая
19 620
10 180
14 120
13 350
8,93
9,81
9,52
9,81
9,03
Природные давления в грунте определяем с учетом взвешивающего дейст-
вия воды. Расчетные данные сводим в табл. 2.2.
Вычисляем нормальное напряжение по подошве фундамента, влияющее на
его осадку:
рос = 12500/(5'12) —28,5= 179,5 кПа.
27
Таблица 2.2
Расстояние от по- верхности грунта, м кПа кПа
1,0 8,9 8,9 28,5
3,0 19,6
5,0 19,6 48,1
11,0 57,1 105,2
11,8 7,8 113,0
18,0 56,0 169,0
Затем по формуле (2.5) определяем дополнительные напряжения в осно-
вании под центром фундамента от воздействия сооружения и сводим данные
в табл. 2.3.
Таблица 2.3
т м аг-аоРос, кПа
0,4 2,00 0,873 156,5
0,8 4,00 0,607 108,8
1,2 1,6 6,00 0,412 74,0
8,00 0,289 51,8
2,0 10,00 0,209 37,5
3,0 15,00 0,109 19,5
Далее разбиваем сжимаемую толщу на элементы и вычисляем осадку фун-
дамента по формуле (2.4):
= о а( 0.5(179,5 + 156,5)2 1 Г
5-0,8 ( 19 620 + 10 180 [0,5(156,5 + 108,8)2 +
+ 0,5(108,8 + 74)2 + 0,5(74 + 51,8)2] +
0,5(51,8 + 46,3)0,8
14120
1
+ 13 350
(0,5(46,3 + 37,5) 1,2 + 0,5(37,5 + 29,4)2,2] =0,0688 м 6,88
см .
Расчет осадки методом линейно деформируемого слоя конеч-
ной толщины. Этот метод применяют в двух случаях:
а) если в пределах сжимаемой толщи йСж, установленной, как
и в методе послойного суммирования (см. рис. 2.3), находится
слой грунта с модулем деформации £с^100 МПа и мощностью
Ас. удовлетворяющей условию
Ас Асж (1 • )/£п/^''с) .
где Еп —модуль деформации слоя, залегающего ниже слоя с мо-
дулем Ес;
б) когда ширина подошвы фундамента А^10 м я модули де-
формации грунтов основания £^10 МПа.
28
Осадку фундамента определяют по формуле
п
s~{pbkc!km) V [(^ — k^ylEi],
(2.9)
где р— среднее давление под подошвой фундамента, при &<10 м
вместо р подставляют рос, определенное по выражению (2.6); kc—
коэффициент, учитывающий концентрацию напряжений за счет
влияния жесткого подстилающего слоя (табл. 2.4); Лт — коэффи-
циент, учитывающий влияние ширины подошвы фундамента (табл.
2.5); kt и ku~.t ~~ коэффициенты, Т а б л и п а 2.4
принимаемые по приложению 3 ———-----------------,--------1
в зависимости от п-а/Ь и относи- т,„Л /b k
тельных глубин mi^Ztlb и тц= * €
=Zi~\tb подошвы и кровли 1-ГО
слоя соответственно (рис. 2.4).
Мощность линейно дефомиро-
ванного слоя hu, в пределах ко-
торой выполняют суммирование
по формуле (2.9), считают рав-
ной расстоянию от подошвы
0<т'<0,25
0,25 < т' С О,Б
0,5<m'C 1
1</п'<1,5
1,5<т'<2,5
2,5 <т'
фундамента до кровли слоя с мо-
дулем 100 МПа, а в случае
б) при Ь>10 м вычисляют по формуле
где kp — коэффициент, равный: &р=0,8 при р=100 кПа и kp^=
= 1,2 при р=500 кПа, а при промежуточных значениях р опреде-
ляют по .интерполяции. Коэффициенты ho и ф зависят от вида
грунтов: пылевато-глинистые—fto,s9 м, ф==0,15; песчаные—
Л0'=6 м, ф==«0,10.
Таблица 2.5
Среднее значение Е, МПа при Ь, м, равной
Ь<10 10<6ч;15 5>15
В<10 1,0 1,0 1,0
£>10 1,0 1,35 а 13
Если в пределах h* залегает один слой грунта с модулем Е,
то в формуле (2.9) вместо суммы будет стоять один член k/E,
где k принимают по приложению 3 в зависимости от hk/b.
О расчете осадок фундаментов опускных систем. Рассмотрен-
ные способы расчета осадок применимы для фундаментов, возво-
димых в предварительно отрытых котлованах. В фундаментах
29
опускных систем глубокого заложения (опускные колодцы, кессо-
ны) часть вертикальной нагрузки передается грунту боковыми
гранями фундамента
Рис. 2.4. Схема к расче-
ту осадки методом слоя
конечной толщины:
1 — фундамент; 2 — Z-й
слой грунта с модулем де-
формации 3 — кроволя
несжимаемого слоя
от возникающих по этим граням касатель-
ных напряжений. Распределяющее влияние
этих напряжений можно учесть при расче-
те осадок, если условно рассматривать не-
которую увеличенную площадь подошвы
фундамента. Размеры подошвы могут быть
определены в соответствии со схемами на
рис. 2.5.
Распределяющее влияние учитывают
тогда, когда боковые грани фундамента
вертикальны, что обеспечивает их плотное
прилегание к грунту. Для фундаментов с
уступами влияние касательных составляю-
щих учитывают в пределах высоты первого
снизу уступа.
Размеры подошвы условного уширенно-
го фундамента (рис. 2.5, а) будут рав-
ны:
Ay=A-|-2Atg8; ay=a-f-2Atg8. (2.10)
Для фундамента, схема которого показана на рис. 2.5, б, в
формулах (2.10) вместо h учитывают Ан. Угол б=фцср/4. Сред-
ний угол внутреннего трения <рц ср определяют для грунтов в пре-
делах глубины Л (Ан) по формуле ;
/ п \ 1
?iicp — I j I (2.11)
где фп i и hi — соответственно угол внутреннего трения и мощ-
ность слоя грунта, пройденного фундаментом.
Рис. 2.5. Схемы к определению условной ширины подош-
вы при расчете осадок фундаментов опускных систем
30
Напряжение на уровне подошвы фундамента, влияющее на его
осадку,
(2.12)
где Р и Оф — нагрузка и вес фундамента; Gr — вес объемов, грун-
та, примыкающих к фундаменту в пределах условного уширения
(элемент ENKL и др.); Лу— площадь подошвы уширенного фун-
дамента (при прямоугольной форме Ау = Ьуау)- внп— природное
давление в уровне подошвы фундамента.
Осадку уширенного фундамента можно определять методами,
рассмотренными выше, как и для фундаментов мелкого заложе-
ния. Следует иметь в виду, что вычисленная этими методами осад-
ка фундамента глубокого заложения будет завышенной, посколь-
ку ими не учитывается влияние грунта выше подошвы фунда-
мента.
В методе послойного суммирования осадок нормальные напря-
жения в основании под центром подошвы фундамента [см. форму-
лу (2.5)] вычисляют в предположении, что давление от сооруже-
ния приложено непосредственно к поверхности линейно деформи-
руемого полупространства. Исходя из этой предпосылки Ойреде-
лены значения коэффициента ао в приложении 2. Исследования
показывают, что для заглубленных фундаментов ао уменьшается
с возрастанием относительной глубины заложения фундамента
h/b.
В методе линейно деформируемого слоя конечной толщины
также предполагается воздействие нагрузки от фундамента на по-
верхность незаглубленного слоя, чем не учитывается уменьшаю-
щее влияние на перемещения фундамента части слоя, расположен-
ной выше уровня подошвы фундамента.
Определение крена фундамента. Углы поворота, а также гори-
зонтальные смещения свайиых, столбчатых фундаментов и массив-
ных фундаментов глубокого заложения определяют с учетом их
заделки в грунте специальными расчетами, рассмотренными в
гл. 7 и 9.
Крены фундаментов мелкого заложения в случае однородного
грунта в пределах сжимаемой толщи можно вычислить по форму-
лам, полученным в предположении, что основание, как и при рас-
чете осадки, является линейно деформируемым полупространст-
вом или линейно деформируемым слоем конечной толщины.
Крен отдельного прямоугольного фундамента при действии на
него момента М определяют по обобщенной формуле
(0=8(1 -^)keMKEkmP), (2.13)
где ц— коэффициент поперечного расширения грунта; ke—коэф-
фициент, определяемый по графикам на рис. 2.6 в зависимости от
п=а/Ь и m'—hb/b (для основания в виде линейно деформируе-
мого полупространства m'=oo); km— коэффициент, принимаемый
31
по табл. 2.5 при расчете по схеме линейно деформируемого слоя;
I — сторона подошвы фундамента, в направлении которой дейст-
вует момент.
При многослойных основаниях с разными Ei и ц,- отдельных
слоев грунта можно для приближенного определения крена также
использовать формулу (2.13), подставив в нее осредненные значе-
ния Е и ц. Среднее значение Е можно найти, используя формулы
(2.4) и (2.9) для расчета осадок.
Рис. 2.6. Графики коэффициента kt'.
а — при действии момента в направлении большей стороны; б — то же» мень-
шей стороны
Приравняв осадку многослойной толщи, определяемую в ме-
тоде послойного суммирования, осадке однородной толщи со сред-
ним модулем Е, получим
(л \ | п
/ 2(3<A«/£‘)==0’8A/s> (2.14)
/Я1 / /
где Ас — площадь эпюры дополнительных давлений в пределах
сжимаемой толщи ЛСж (эпюры 2 на рис. 2.3).
Аналогично при расчете по методу слоя конечной толщины
средний модуль будет
__ I п
я=* / 2 м - <2-15>
I Z-1
где k определяют для слоя в целом в зависимости от hk/b.
32
Среднее значение коэффициента ц можно найти по формуле
__ л
Н’ = <1/АСж(*>>2И’/Л/-
(2.16)
При многослойной неоднородной толще, при наклонном зале-
гании слоев грунта, а также когда нужно учесть влияние боковых
пригрузок, крен можно найти по разности осадок крайних точек,
лежащих на серединах противоположных сторон подошвы фун-
дамента (см. рис. 2.1):
<» = ($! —(2.17)
Расчет перемещений фундаментов
мостовых устоев с учетом влияния высо-
кой насыпи. В том случае, когда к устою
моста примыкает высокая насыпь, необ-
ходимо учитывать ее влияние при опре-
делении перемещений фундамента устоя.
Это влияние может увеличить среднюю
осадку фундамента, вызвать его крен, а
в отдельных случаях привести к разви-
тию горизонтальных смещений фунда-
мента в сторону пролета.
Осадку фундамента вычисляют
методом послойного суммирования по
суммарным напряжениям, возникающим
в основании от нагрузок, передаваемых
непосредственно грунту фундаментом и
от веса насыпи.
На фундамент могут действовать со-
Рис. 2.7. Схема фунда-
мента и эпюры напряже-
ний от нагрузок, переда-
ваемых непосредственно
его подошвой
ставляющие нагрузок, показанные на
рис. 2.7, а — г. Крайние ординаты эпюры
нормальных давлений под подошвой фун-
дамента, влияющие на его осадку, бу-
ДУТ
Лс I и 2=МА ± MglWу - у^Л, (2.18)
где А и Wy—~ площадь подошвы фундамента и момент сопротив-
ления подошвы относительно оси у.
При расчете осадки центра подошвы прямоугольного фунда-
мента следует исходить из равномерно распределенных нормаль-
ных напряжений рОс (рис. 2.7, б). Напряжения аг для площадок,
лежащих на вертикали, проходящей через центр подошвы фунда-
мента, вычисляют по формуле (2.5).
При определении напряжений в основании под точками 1 и 2
трапецеидальную эпюру напряжений по подошве фундамента сле-
2—1513 33
дует разложить на прямоугольную и треугольную эпюры (рис.
2.7, в).
После разбивки подошвы фундамента (рис. 2.7, а) в направ-
лении прперек оси моста на две площадки напряжения по верти-
кали, проходящей через точку /, можно определить методом уг-
ловых точек
«И [рос2®у ~Ь(Рос1 Л>с2)®г]’
(2.19)
где ау — принимают по прило-
жению 4; ат — по приложе-
нию 5.
Напряжения по вертикали,
проходящей через точку 2,
можно подсчитать по формуле
2 [Pocl®y “ (Pocl Р<к%) &ТI-
(2.20)
Помимо указанных состав-
ляющих при вычислении оса-
док точек 1 и 2 необходимо
учесть нормальные напряже-
ния, возникающие от равно-
мерно распределенной гори-
зонтальной нагрузки по по-
дошве фундамента x=Fx/A
(рис. 2.7, г). Эти напряжения
можно найти по методу угло-
вых точек
ал=2асх. (2.21)
пв _ Значения ас в зависимости
Рис. 2.8. Схема устоя и иасыпи к при- пт „ г/ь „ m ППИПРПР.
меру определения осадок фундамента с 0Т п—с1° и т~г/° Приведе-
учетом влияния иасыпи: НЫ в приложении о.
о — боковой вид: б — сечение насыпи; в — ДЛЯ ВбрТИКЗЛИ 2 НЭПрЯЖе-
план (устой условно не показан, пунктиром пиа пгтпапапсгют ттл гКппмлгпа
обозначена подошва фундамента) НИЯ ОПрсДсЛЯЮТ ПО фОрМуЛс
(2.21), но со знаком минус.
Напряжения ог под подош-
вой фундамента от влияния насыпи (рис. 2.8) будут складывать-
ся из напряжений сггн, вызванных действием веса насыпи, примы-
кающей к задней грани фундамента, из напряжений oZ6 от веса
двух боковых частей конуса [ncdeqk), расположенных с верховой
и низовой стороны; для обсыпных устоев — еще из напряжений огп
от речной части конуса (qee'q') у передней грани фундамента.
Влияние фундамента, как более жесткого тела по сравнению с
34
Рис. 2.9. Схема иасыпи, простираю-
щейся в одну сторону
грунтом, на распределение напряжений в основании от насыпи
учитывать не будем, так как это влияние сказывается в ограни-
ченной зоне, вблизи фундамента.
Напряжения aZH под торцом насыпи, простирающейся в одну
сторону (рис. 2.9), будут равны половине напряжений, возникаю-
щих по тем же площадкам от насыпи, которая простирается в
обе стороны.
Для доказательства этого положения присоединим к торцу на-
сыпи, простирающейся в одну сторону, торец точно такой же на-
сыпи, простирающейся в другую
сторону. Тогда получим насыпь,
неограниченно простирающуюся
в обе стороны, нормальные на-
пряжения в основании которой
будут равны удвоенным напря-
жениям под торцом односторон-
ней насыпи. Следовательно, на-
пряжения под торцом насыпи,
простирающейся в одну сторону
по ее оси, можно найти как
сгн=0,5аирн, (2.22)
где рн=ун/гн; ун —удельный вес
грунта насыпи; hn — высота на-
сыпи.
Значения коэффициента ан в зависимости от n—d^ln и m=z/ZH
(рис. 2.10, а) приведены в приложении 7.
Напряжения под торцом насыпи сложного поперечного сече-
ния, нагрузка от которой имеет вид, изображенный на рис. 2.10, б,
определяют путем суммирования напряжений от двух трапеце-
идальных нагрузок:
2*
Рис. 2.10. Схемы нагрузок для определения напряжений в основа-
нии иасыпи
— 0,5 (С&н1^н1 “f” ^h2Ph2)j
(2.23)
35
где (хИ1 и (Хн2 принимают по приложению 7 в зависимости от ni=
=</H|/4i; /П1=2//и1 И П2=</н2//и2; т2 — 2]1н1.
Для определения напряжения агс в оснований в точках, от-
стоящих, от торца насыпи на расстоянии с, нагрузку от насыпи
ЯШ#*
N
? *
м
’и
NI
N
М
можно представить в виде суммы нагру-
зок в соответствии со схемой на рис.
2.11. Тогда
azc — агя ~~ агв' (2 • 24)
где вгя — напряжение под торцом насы-
пи, определяемое по формуле (2.22) или
(2.23) напряжение под середи-
ной стороны прямоугольной площадки,
загруженной распределенной нагрузкой,
показанной на рис. 2.12.
Чтобы определить напряжение а'гн,
трапецеидальную нагрузку разложим в
соответствии со схемой на рис. 2.12. Тог-
да это напряжение можно вычислить ме-
тодом угловых точек
Рис. 2.11. Разложение на- аг«~2рн(O,5ZH/rfH)a7—
грузок для определения нор-
мальных напряжений в точ-
ках, отстоящих от торца на-
сыпи
— Р« [(2 + ^н/^н) ап — l«aT2lds]- (2.25)
Значения коэффициента аг для то-
чек, расположенных под углом прямо-
угольной площадки, загруженной треугольной нагрузкой, можно
определить по приложению 5 в зависимости от п=с/Ь и m=zlb.
Значения an устанавливают для площадки с размерами с и bi, а
значения агг— для площадки с размерами с и Ь2.
Напряжения <т2б под фундаментом от веса боковой части кону-
са можно определить, как от сосредоточенной силы, приложенной
Рис. 2.12. Схемы разложения нагрузок дли определения напряжений
36
в центре тяжести боковой части
at6=P6kK/z\ (2.26)
Значения kK в зависимости от r/z приведены в приложении 8,
где г — расстояние точки приложения силы Рб до рассматривае-
мой точки подошвы фундамента, под которой ищут напряжение
Напряжения от треугольной нагрузки передней части конуса
можно найти в соответствии с построением, показанным на рис.
2.13, по формуле
в*п=2 [А (1 +е<А) «л —А (е<А) аг2—А“у] =
=2рк [(1 +ек/6к)ал-екаг2/Ч-ау1,
(2.27)
Рис. 2.13. Схема к определению напряже-
ний от треугольной нагрузки передней части
конуса насыпи
где ап для площадки O'GFK и атг для площадки O'GNL берут
по приложению 5; ау для
площадки O'GNL — по при-
ложению 4.
Величина ек равна рас-
стоянию от линии LN перед-
ней части конуса (рис. 2.13)
до рассматриваемой точки
оси подошвы фундамента.
Для определения осадки
центра подошвы фундамента
по найденным выше значе-
ниям напряжений строят
суммарную эпюру напряже-
ний по вертикали, проходя-
щей через центр подошвы
фундамента, затем опреде-
ляют границу сжимаемой
толщи и вычисляют осадку
по формуле (2.4).
Крен фундамента можно определить по разности осадок
[формула (2.17)} крайних точек подошвы, расположенных посере-
дине задней и передней ее сторон (точки 1 и 2 на рисунках 2.7
и 2.8). Для определения осадок крайних точек также необходимо
построить по вертикалям, проходящим через эти точки, суммар-
ные эпюры напряжений от нагрузок, действующих на фундамент,
и от веса насыпи и элементов конуса.
При оценке влияния высокой насыпи на перемещения фунда-
мента устоя следует учитывать порядок выполнения работ. Если
устой сооружают до отсыпки насыпи или в тех случаях, когда
устой и насыпь возводят одновременно, влияние насыпи, на осад-
ку устоя нужно учитывать полностью. Если же вначале отсыпа-
ют насыпь, то ее влияние на осадку устоя будет зависеть от сте-
37
пени консолидации грунтов в основании к моменту возведения
устоя.
На рис. 2.14 в качестве примера показаны грунтовые условия
и эпюры нормальных напряжений в основании по вертикалям
О—0, 1—1 и 2—2, проходящим через точки подошвы 0, 1 и 2 фун-
дамента устоя, изображенного на рис. 2.8.
Рис. 2.14. Грунтовая колонка и эпюры нормальных давлений в основании под
центральной н крайними точками подошвы фундамента устоя
Пунктирными линиями обозначены эпюры напряжений от на-
грузок, передаваемых грунту непосредственно фундаментом (см.
рис. 2.7, а), Ро=2О492 кН, F*=4116 кН, Л^=12318 кН-м. На-
пряжения для построения эпюр вычисляли по формулам (2.18)...
...(2.21). Сплошными линиями даны эпюры суммарных напряже-
ний, вычисленных с учетом влияния насыпи и элементов конуса.
Удельный вес грунта насыпи ун=17,66 кН/м3. Дополнительные
напряжения от веса насыпи и конуса определяли по формулам
(2.22)... (2.27).
Осадки точек 0, 1 и 2 подошвы фундамента вычисляли по вы-
ражению (2.4), крен — по (2.17) через разность осадок крайних
точек 1 и 2 подошвы фундамента. Нижнюю границу сжимаемой
толщи для каждой вертикали находили графическим путем (см.
рис. 2.14).
Результаты определения перемещений фундамента и значения
мощности сжимаемой толщи приведены в табл. 2.6. В этой табли-
це положительные значения крена и смещения опорных площадок
соответствуют повороту устоя на насыпь. Анализ полученных ре-
38
зультатов показывает, что устой наваливается на насыпь, хотя
суммарное напряжение непосредственно под подошвой фундамен-
та в точке 1 в 2,3 раза больше суммарного напряжения в точке 2.
Таблица 2.6
Величины Значения величин
с учетом влия- ния насыпи и конуса без учета влия- ния насыпи и конуса
Осадка центра подошвы фундамента (точки О), см 10,9 4,45
Крен фундамента 0,00178 -0,0036
Горизонтальное смещение опорных площа- док, см 2,39 —4,83
Мощность сжимаемой толщи под центром подошвы фундамента, м 29,3 14,6
Навал устоя на насыпь при таком соотношении краевых на-
пряжений под его подошвой объясняется тем, что напряжения от
веса широкой насыпи по глубине затухают значительно медлен-
ней напряжений от нагрузок, передаваемых непосредственно фун-
даментом. Влияние напряжений от веса насыпи под задней гранью
настолько значительно, что начиная с глубины 8.7 м суммарные
напряжения под задней гранью становятся больше, чем под пе-
редней.
В данном примере при учете влияния насыпи осадка фундамен-
та увеличилась в 2,45 раза и изменилось значение ^гла поворота
фундамента, а также его направление. Следует отметить, что мощ-
ность сжимаемой толщи под фундаментом, вычисленная с учетом
влияния насыпи и конуса, возросла в 2 раза.
ГЛАВА 3
ФУНДАМЕНТЫ МЕЛКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ
3.1. Виды фундаментов мелкого заложения
К фундаментам мелкого заложения относят такие, у которых
глубина заложения обычно не превышает б м. Деление фундамен-
тов на фундаменты мелкого и глубокого заложения связано с раз-
личными способами производства работ по их возведению и осо-
бенностями расчета этих фундаментов. Поэтому указанная гра-
ничная глубина заложения является довольно условной.
Фундаменты мелкого заложения возводят в котлованах, пред-
варительно отрытых на полную глубину с поверхности грунта. Та-
кой метод производства работ при небольших глубинах заложе-
ния фундаментов является чаще всего выгодным. Другая особен-
ность фундаментов мелкого заложения заключается в том, что
при расчете их перемещений и определении напряжений в основа-
нии, как правило, не учитывают сопротивление грунта по боко-
вым поверхностям фундаментов.
*В настоящее время фундаменты капитальных сооружений воз-
водят преимущественно из бетона, буто- и железобетона. Для
фундаментов опор мостов применяют бетон класса по прочности
на сжатие не ниже 1320. Бутобетонную кладку массивных фунда-
ментов устраивают из бетона обычных классов с добавлением бу-
та до 20% полного объема кладки. В фундаментах промышлен-
ных и гражданских сооружений используют и более низкие клас-
сы бетона. В фундаментах транспортных сооружений бетон дол-
жен иметь марку по водонепроницаемости не ниже W4.
Для возведения фундаментов, подвергающихся действию аг-
рессивных вод, применяют специальные цементы (глиноземистые,
сульфатостойкие и пуццолановые портландцементы), устраивают
защитные обмазки поверхностей и предусматривают специальные
конструктивные мероприятия^
По конструкции фундаменты мелкого заложения подразделя-
ют на массивные жесткие, отдельные фундаменты под стойки и
колонны сооружений, ленточные и в виде сплошной железобетон-
ной плиты под всем сооружением.
На рис. 3.1 показан пример массивного фундамента объемом
141,6 м3 промежуточной опоры моста. Подобные фундаменты уст-
40
раивают из бетона или бутобетона. По характеру работы материа-
ла фундамент, изображенный на рис. 3.1, является жестким.
В жестких фундаментах линия уступов с вертикалью образует
угол, который не превышает предельного угла распределения дав-
ления в кладке от вертикальных нагрузок (рис. 3.2). При этом в
теле фундамента не возникает
значительных растягивающих на-
пряжений.
Под стойки путепроводов, пе-
шеходных мостов, виадуков, рам-
ных мостов, а также под колон-
ны промышленных зданий на
прочных грунтах основания уст-
раивают отдельные фундаменты
из железобетона (рис. 3.3... 3.5).
Фундамент на рис. 3.4 под од-
ностолбчатую тавровую опору
путепровода имеет развитие по-
дошвы в направлении, перпен-
дикулярном оси дороги для вос-
принятия больших моментов от
одностороннего загружения про-
летных строений временной на-
грузкой.
Ленточные фундаменты под
группы стоек вместо раздельных
сооружают под стойки путеводов
и рамных мостов, колонны кар-
касных зданий при грунтах, об-
ладающих большей сжимаемо-
стью и меньшей прочностью. Их
применение позволяет уменьшить
неравномерность осадок стоек.
На рис. 3.6 изображен лен-
точный сборный железобетонный
фундамент из шести блоков под
стойки устоя путепровода. Стыки
между блоками после монтажа
заделывают монолитным бето-
ном, для чего в блоках с боков
предусмотрены выпуски арматур-
ных стержней. Для выравнива-
ния напряжений под подошвой
фундамента от одностороннего
момента оси стоек устоя смеще-
ны относительно оси подошвы
фундамента. На рис. 3.7 показан
ГМв 70,00
Рис. 3.1. Фундамент промежуточной
опоры моста:
1 — суглинок мягкопластнчный; 2 — гли-
на полутвердая; 3 — уровень максималь-
ного размыва; 4 — уровень общего раз-
мыва
Рис. 3.2. Схемы жесткого (а) и гиб-
кого (б) фундаментов
41
монолитный железобетонный ленточный фундамент под ряд стоек
с сечением, симметричным относительно оси стоек.
Под стены зданий устраивают сборные фундаменты. Фунда-
ментные плиты, уложенные вплотную, образуют ленточный (рис.
Рнс. 3.3. Сборный железобетон-
ный фундамент из одного блока
под стойку двухстоечной опоры
путепровода:
1 — монтажные петли; 2 — армату-
ра стаканной части; 3 — арматурная
сетка
Рнс. 3.4. Сборный железобетон-
ный фундамент из двух блоков
одностоечной опоры путепровода:
1 — блок стаканной части; 2 — фун-
даментная плита; 3 — отверстия в
блоке / для штырей блока 2, заде-
лываемые цементным раствором; 4 —
ось путепровода
3.8, а), а с промежутками — прерывистый фундамент (рис. 3.8, б),
который применяют при мало сжимаемых грунтах основания.
Фундамент в виде сплошной железобетонной плиты под всем
сооружением устраивают на сильно сжимаемых и малопрочных
грунтах. На общую плиту передается нагрузка от всех стен и ко-
лонн здания. При этом уменьшается средняя осадка всего зда-
ния и неравномерность осадок стен и колонн.
Фундаменты, показанные на рис. 3.3... 3.8, по характеру рабо-
ты материала относятся к гибким. В таких фундаментах значи-
тельные растягивающие напряжения воспринимаются арматурой.
При одних и тех же размерах подошвы в плане железобетонные
42
гибкие фундаменты имеют меньший объем бетона, чем жесткие
бетонные (неармированные).
Фундаменты, бетонируемые непосредственно на месте возведе-
ния сооружения, называют монолитными (см. рис. 3.1, 3.5, а и
3.7). Использование сборных фундаментов, изготовляемых завод-
Рис, 3.5. Железобетонные фундаменты под стоечные опоры:
а — монолитный; б — сборный из семи блоков; 1 — арматурная сетка;
2 — плита; 3 — башмак
ским методом (рис. 3.3, 3.4, 3.5, б, 3.6, 3.8 и 3.9), позволяет по-
высить качество производства фундаментных работ, уменьшить
трудоемкость работ на строительной площадке, сократить сроки
строительства и максимально механизировать работы, что имеет
большое значение при строительстве сооружений на трассах авто-
мобильных дорог. Сборные фундаменты имеют преимущество пе-
ред монолитными и при строительстве в зимнее время, ввиду пол-
ного исключения или значительного сокращения работ по подо-
греву бетона.
Размеры блоков сборных фундаментов лимитируются грузо-
подъемностью транспортных и монтажных средств. При большой
площади подошвы сборный фундамент под отдельную стойку или
колонну делают по высоте составным из нескольких блоков (см.
рис. 3.4 и 3.5, б). У фундаментов этого типа по сравнению с мо-
нолитными повышенный расход металла (приходится армировать
все плиты и башмаки); объем бетона у них тоже нередко боль-
ше, чем у монолитных. В результате этого стоимость большого со-
43
Рнс. 3.6. Сборный лен-
точный фундамент шес-
тистоечного устоя путе-
провода:
1 — монолитный стык; 2 —
крайний блок; 3 — средний
блок
ставного фундамента превышает стоимость
монолитного, имеющего такую же площадь
подошвы.
Следует учитывать, что составные по вы-
соте фундаменты обладают меньшим сопро-
тивлением горизонтальным усилиям и момен-
там, чем монолитные. Для воспринятия таких
усилий в составных фундаментах предусмат-
ривают- специальные конструктивные устрой-
ства. В фундаменте под стойку путепровода
на рис. 3.4 в верхнем блоке имеются верти-
кальные отверстия, куда при монтаже входят
штыри (выпуски арматуры) из нижней пли-
ты, после чего отверстия заполняют цемент-
ным раствором и к концу штырей приварива-
ют стальные шайбы. Сборные фундаменты,
собираемые по высоте из несвязанных между
Рис. 3.7. Ленточный монолитный фунда-
мент под ряд стоек нлн колонн сооруже-
ния
собой блоков (см. рис. 3.5, б), применяют в зданиях и сооруже-
ниях преимущественно при вертикальной центральной нагрузке.
3.2. Проектирование фундаментов мелкого заложения
нв естественном основании
Проектирование фундаментов мелкого заложения заключается
в выборе материала и типа фундамента, определении его разме-
ров и армирования (для железобетонных фундаментов). Решает-
44
ся также вопрос о возможном способе производства работ по по-
стройке фундамента данного типа.
Рис. 3.8. Сборные фундаменты под стены зданий:
1 — фундаментные плиты; 2 — фундаментные стеновые блоки: 3 — отмост-
ка; 4 _ стена здания; 5 — промежутки между блоками, заполненные грун-
том
Виды фундаментов мелкого заложения, условия их рациональ-
ного применения и материал фундаментов рассмотрены выше.
Любой фундамент проектируют
нования. Оценка грунтов основания
и выбор типа фундамента рассмат-
риваются отдельно в гл. II, по-
скольку эти вопросы являются об-
щими для фундаментов мелкого и
глубокого заложения.
Вопросы постройки фундамен-
тов мелкого заложения излагаются
в гл. 4 и 5. В остальном проектиро-
вание фундамента складывается из
этапов, решаемых в определенной
на основе оценки грунтов ос-
Рис. 3.9. Фундамент водопропуск-
ной трубы из сборных бетонных
блоков
подошвы фундамента рас-
последовательности: 1 — определе-
ние действующих нагрузок; 2 — вы-
бор отметки обреза фундамента;
3 — выбор глубины заложения фун-
дамента; 4 — определение размеров
четами по предельным состояниям основания; 5 — конструирова-
ние и расчет тела фундамента.
45
Основными размерами фундамента являются его высота и раз-
меры подошвы. Высоту фундамента устанавливают на этапах 2
и 3.
После определения размеров подошвы производят конструи-
рование жесткого бетонного фундамента и расчет тела железобе-
тонного фундамента. В результате этого устанавливают деталь-
ные размеры фундамента по высоте (его профиль) и определяют
армирование железобетонного фундамента.
Определение действующих нагрузок. Фундаменты сооружений
рассчитывают на различные сочетания нагрузок, отличающихся
по вероятности одновременного их действия. Нагрузки, действую-
щие на фундаменты искусственных сооружений на автомобильных
дорогах, определяют по правилам, указанным в нормах проекти-
рования мостов и труб.
Фундаменты промежуточных опор мостов рассчитывают на
нагрузки, действующие как вдоль, так и поперек оси моста в наи-
более невыгодных сочетаниях. При этом все нагрузки, кроме по-
стоянных, вертикальных подвижных и горизонтальных поперечных
от центробежной силы, считают действующими либо вдоль,
либо поперек оси моста и давления на грунт от них не сумми-
руют.
Фундаменты мостовых устоев рассчитывают, как правило, на
нагрузки, действующие вдоль оси моста.
Так как расчет фундаментов и оснований ведут по первой и
второй группам предельных состояний, то соответственно долж-
ны быть определены раздельно сочетания нагрузок, учитываемые
в расчетах по этим предельным состояниям.
При проектировании фундаментов вначале определяют нагруз-
ки относительно осей сечения опоры на уровне обреза фундамен-
та или поверхности грунта.
Выбор отметки обреза фундамента. Для фундамента опоры
моста отметку плоскости обреза назначают обычно на 0,5 м ниже
горизонта самых низких вод. На реках со значительным ледохо-
дом в ряде случаев отметку обреза выбирают ниже горизонта низ-
кого ледохода с учетом толщины льда, с тем чтобы давление льда
не передавалось непосредственно на фундамент, а целиком вос-
принималось опорой, которая имеет меньшую ширину по сравне-
нию с фундаментом и заостренную форму, лучше сопротивляю-
щуюся давлению льда.
Обрез фундамента сооружения, возводимого на местности, не
покрытой водой, назначают на 10...25 см ниже отметки поверх-
ности грунта. Для гибкого железобетонного фундамента стойки
и колонны отметку обреза определяют с учетом глубины заложе-
ния фундамента и необходимой его конструктивной высоты.
Выбор глубины заложения фундамента. Глубину заложения
фундаментов выбирают с учетом факторов, главные из которых
рассмотрены ниже.
46
Учет глубины промерзания пучинистых грун-
тов. При расположении подошвы фундамента в зоне промер-
зания в случае пучинистых грунтов на фундамент могут действо-
вать силы пучения, нормальные к его подошве и касательные к
боковой поверхности.
Наибольшую опасность для сооружений представляют нор-
мальные силы пучения. Если эти силы превысят давление на грунт
от сооружения, то в процессе промерзания грунтов могут воз-
никнуть значительные и неравномерные подъемы фундаментов, а
при оттаивании — неравномерные их осадки. Для устранения влия-
ния нормальных сил пучения подошву фундамента в пучинистых
грунтах принято закладывать ниже зоны их промерзания. Этим
учитывается и то обстоятельство, что грунт, подверженный пуче-
нию, в результате многократного действия процессов пучения и от-
таивания обладает меньшей несущей способностью и большей сжи-
маемостью, чем такой же грунт, находящийся ниже зоны промер-
зания.
К непучинистым грунтам относятся скальные, крупнообломоч-
ные с песчаным заполнителем, а также гравелистые, крупнозер-
нистые и среднезернистые пески независимо от их влажности и
положения уровня подземных вод. В таких грунтах глубину
заложения фундамента выбирают без учета глубины промерза-
ния.
При выборе глубины заложения фундаментов в песках мелких
и пылеватых, а также в твердых супесях (Zi<0) их пучинистость
оценивается в зависимости от положения уровня подзёмных вод
(УПВ). При расстоянии нижней границы промерзания в таких
грунтах от УПВ менее 2 м они считаются пучинистыми, при
больших расстояниях — непучинистыми. При близком расположе-
нии УПВ улучшаются условия миграции влаги к границе промер-
зания и возрастает пучинистость грунтов.
В непучинистых грунтах при проектировании транспортных со-
оружений глубину заложения фундаментов выбирают без учета
глубины промерзания, если такие грунты залегают до глубины,
превышающей не менее чем на 1 м нормативную глубину промер-
зания.
Глины, суглинки, а также крупнообломочные грунты с пылева-
то-глинистым заполнителем считаются пучинистыми независимо от
их консистенции и положения УПВ.
По нормам проектирования глубина заложения фундаментов
опор мостов и водопропускных труб в пучинистых грунтах долж-
на превышать нормативную глубину промерзания не менее чем
на 0,25 м. Указанное требование не распространяется на фунда-
менты и грунтовые подушки средних звеньев одноочковых труб
отверстием до 2 м, закладываемые без учета глубины промерза-
ния. Средние звенья труб таких размеров мало подвержены пу-
чению из-за веса грунта насыпи и его отепляющего влияния.
47
Нормативную глубину сезонного промерзания грунта hjn уста-
навливают по данным многолетних наблюдений (не менее 10 лет)
за фактическим промерзанием грунтов на участке предполагаемо-
го строительства под открытой, лишенной снега, поверхностью. За
hfn принимают среднюю из ежегодных максимальных глубин се-
зонного промерзания. Снежный покров оказывает отепляющее
влияние на грунт и при большой толщине значительно уменьша-
ет глубину промерзания. Требованием к определению глубины
промерзания под оголенной поверхностью учитываются самые не-
благоприятные условия промерзания, когда снежный покров мо-
жет отсутствовать или быть нарушен при строительстве и экс-
плуатации сооружения.
При отсутствии данных многолетних наблюдений hfn можно
определять на основе теплотехнических расчетов, а для районов,
где hfn<Z2,5 м, — по формуле
Й/П=АО1/Д, (3.1)
где ho — величина, см, принимаемая равной для суглинков и глин
23, для супесей, песков мелких и пылеватых — 28, а для песков
гравелистых, крупных и средней крупности — 30; Mt— безразмер-
ный коэффициент, численно равный сумме S | Гм| абсолютных зна-
чений среднемесячных отрицательных температур за зиму в этом
районе (Гм принимают в °C).
При проектировании фундаментов зданий и промышленных
сооружений глубину заложения фундаментов назначают не менее
расчетной глубины промерзания грунта hf
h} = knhfn, (3.2)
где kn — коэффициент, учитывающий влияние теплового режима
сооружения, значения которого устанавливаются в соответствии с
нормами проектирования оснований зданий и сооружений (для
отапливаемых сооружений kn^l, а для неотапливаемых &п^1).
Учет размыва грунтов у мостовых опор. Подмыв
грунта у опор мостов в результате неправильного учета величи-
ны наибольшего размыва дна и недостаточной глубины заложе-
ния фундаментов является одной из основных причин аварийно-
го состояния мостов. Поэтому проектированию фундаментов опор
моста должны предшествовать расчеты по определению возмож-
ных наинизших уровней дна у опор с учетом общего и местного
размывов, выполняемые по правилам, излагаемым в курсе проек-
тирования мостовых переходов.
Глубина заложения фундаментов на естественном основании
от отметки дна с учетом общего и местного размывов у опоры
должна быть не менее 2,5 м при расчетном паводке и 2,0 м — при
наибольшем паводке.
При назначении глубины заложения фундаментов всех опор
моста необходимо учитывать тип реки и характер природных рус-
48
ловых деформаций. Для различных меандрирующих рек, у кото-
рых русла могут перемещаться от одного устоя моста к другому,
глубина заложения фундаментов всех промежуточных опор долж-
на быть взята одинаковой по максимальной глубине после общего
и местного размывов. Если река не меняет русла, заглублять фун-
даменты опор моста на максимальное значение надо на том участ-
ке русла, где эта глубина может образоваться. Глубину заложе-
ния пойменных опор устанавливают по максимальной глубине пос-
ле размывов, определенных для пойменного участка.
На блуждающих руслах беспойменных рек фундаменты всех
опор моста следует закладывать на одной отметке с учетом мак-
симальной глубины после размыва.
Влияние геологических, гидрогеологических
условий и несущей способности грунтов. Эти фак-
торы имеют решающее значение при назначении глубины зало-
жения фундамента. Выбор несущего слоя грунта, который может
служить естественным основанием для фундамента, производят
на основе предварительной оценки прочности и сжимаемости грун-
тов по геологическим разрезам так, как это рассмотрено в гл. 11.
Влияние конструктивных особенностей соору-
жений и учет глубины заложения соседних фунда-
ментов. Влияние конструкции сооружения на выбор несущего
слоя а следовательно, и глубины заложения фундамента можно
проследить на примере устройства фундаментов мостовых опор.
Так, для мостов внешне статически неопределимых систем наи-
более подходящими грунтами в качестве естественных оснований
являются малосжимаемые скальные и полускальные грунты.
При соответствующем обосновании расчетом пролетных строе-
ний с учетом ожидаемых осадок могут оказаться приемлемыми и
нескальные грунты, чаще всего плотные крупнообломочные грун-
ты, крупнозернистые и гравелистые пески, глинистые грунты
твердой и полутвердой консистенции. На других грунтах обычно
возводят мосты статически определимых систем.
При выборе глубины заложения фундаментов вновь проекти-
руемых сооружений по соседству с существующими приходится
считаться с глубиной заложения фундаментов последних. Глуби-
на заложения вновь строящихся фундаментов должна быть обос-
нована расчетами на устойчивость основания под существующими
фундаментами. В ряде случаев минимальную глубину заложения
определяют с учетом необходимой конструктивной высоты фунда-
мента. В нескальных, непучинистых грунтах при отсутствии раз-
мыва, глубина заложения фундаментов искусственных сооружений
должна быть не меньше I м. -
Определение размеров подошвы фундамента. Для принятой
глубины заложения размеры подошвы фундамента в плане оп-
ределяют расчетом основания по первой и второй группам пре-
дельных состояний. Определение размеров подошвы фундамента
49
транспортного сооружения можно выполнять в таком порядке:
вначале выбирают положение центра подошвы фундамента отно-
сительно оси надфундаментной конструкции сооружения (опоры,
стойки и т. п.), затем определяют размеры подошвы расчетом по
прочности грунтов основания (по несущей его способности). В не-
обходимых случаях размеры подошвы уточняются из условия ог-
раничения положения равнодействующей нагрузок.
Далее ведут расчет устойчивости фундамента на сдвиг по по-
дошве, в необходимых случаях на глубинный сдвиг. После этого
определяют перемещения фундамента, обусловленные деформа-
циями основания.
Прочность грунтов основания и устойчивость фундамента на
сдвиг оценивают по различным сочетаниям нагрузок, учитывае-
мых в расчетах по первой группе предельных состояний.
Перемещения фундаментов определяют с учетом нагрузок, при-
нимаемых в расчетах по второй группе предельных состояний.
Выбор положения центра подошвы фундамен-
т а. Если равнодействующая нагрузок, передаваемых фундаментом
грунту основания, вертикальна и проходит через центр тяжести по-
дошвы фундамента, то его осадка при отсутствии боковых нагру-
зок и горизонтальном залегании слоев грунта в основании будет
равномерной и крена фундамента не возникнет. При наклонном
положении центрально-приложенной равнодействующей нагрузок
возможен небольшой крен фундамента за счет влияния ее гори-
зонтальной составляющей.
В случае центрально-приложенной нагрузки нормальные на-
пряжения под подошвой фундамента распределяются равномерно.
При этом требуется наименьшая площадь подошвы фундамента,
так как прочность грунта можно полностью использовать под всей
поверхностью опирания.
При внецентренной нагрузке осадка фундамента будет сопро-
вождаться его креном, при том тем большим, чем значительнее
эксцентриситет (чем больше момент по подошве фундамента).
Из-за неравномерного распределения напряжений в этом случае
прочность грунта на сжатие используется лишь на ограниченном
участке, где действуют наибольшие напряжения. Под остальной
частью Подошвы грунт будет недогружен.
При проектировании фундаментов транспортных сооружений
на нескальных грунтах положение равнодействующей нагрузок от-
носительно центра тяжести подошвы фундамента, характеризуе-
мое относительным эксцентриситетом ео, ограничивают условием
^О^^оя’ (3.3)
где еои — предельный относительный эксцентриситет.
Относительный эксцентриситет определяют по формуле
ё0=е0/г, (3.4)
50
где во — эксцентриситет равнодействующей нагрузок, вычисляе-
мый через момент М, определенный относительно главной цент-
ральной оси подошвы фундамента, и вертикальную (нормальную)
составляющую N сил, e0=M/N; r—W/A— радиус ядра сечения
подошвы фундамента, причем момент сопротивления W подошвы
фундамента площадью А относится к менее нагруженному ребру.
Для оснований из нескальных грунтов по нормам проектиро-
вания мостов и труб на автомобильных дорогах значения пре-
дельного относительного эксцентриситета, еои установлены в за-
висимости от вида опор и нагрузок.
Для промежуточных опор
При учете только постоянных нагрузок..................0,1
При наиболее невыгодном сочетании различных нагрузок 1,0
Для устоев
При учете только постоянных нагрузок..................0,8
При наиболее невыгодном сочетании различных нагрузок
для больших и средних мостов............................1,0
Для малых мостов......................................1,2
Рис. ЗЛО. Схема к опре-
делению положения цент-
ра подошвы фундамента
При ео>1, что соответствует положению равнодействующей
нагрузок вне ядра сечения подошвы, произойдет частичный отрыв
фундамента от грунта, так как между его подошвой и грунтом
растягивающих напряжений быть не может. При ео>3 фунда-
мент с прямоугольной формой подошвы потеряет устойчивость и
опрокинется, поскольку в этом случае равнодействующая нагру-
зок будет находиться за пределами контура его подошвы.
Условию (3.3) можно удовлетворить выбором положения цент-
ра тяжести подошвы фундамента относительно вертикальной оси
опоры.
Пусть на уровне обреза фундамента по
осям сечения опоры действует вертикаль-
ная нагрузка Р, горизонтальная сила Fh.'
и момент относительно центральной оси
опоры М'. В соответствии со схемой, пока-
занной на рис. 3.10, определим ео по выра-
жению (3.4):
ё0=СМ'+- Сеф - P/)/I(P+G) г].
Из этого выражения найдем величину
смещения f центра подошвы фундамента
относительно вертикальной оси опоры
/=ео4-/?лЛф/Р — Оеф/Р — eor (1+О/Р), (3.5)
где е0'=М'/Р — эксцентриситет нагрузок
относительно центра сечения опоры на
51
уровне обреза фундамента; G — суммарный вес фундамента и
грунта на его уступах; е$ — эксцентриситет силы G относительно
центра подошвы фундамента, обусловленный для несимметрич-
ных фундаментов разницей значений удельного веса материала
фундамента и грунта на уступах.
Третьим слагаемым в правой части выражения (3.5) при рас-
чете фундаментов, обрез которых расположен ниже поверхности
грунта, обычно можно пренебречь, так как G/Р чаще всего мень-
ше 1,0, а величина вф несущественна.
Приняв в (3.5) ео==±еои и учтя для прямоугольной подошвы
г—Ь/6, получим выражение для определения двух граничных зна-
чений смещения центра подошвы фундамента
Л.б=--ео+Г;/гф/Р + te0,(l +G/P)/6. (3.6)
Величина наименьшего возможного смещения fM соответству-
ет наибольшим нормальным напряжениям по подошве под левой
гранью фундамента и возможному крену опоры в левую сторону
от оси для схемы, показанной на рис. 3.10. Величина наибольше-
го смещения /б соответствует большим нормальным напряжениям
под правой гранью фундамента и крену опоры в обратном направ-
лении. Возможное положение центра подошвы будет находиться
в пределах
Как следует из (3.6), величина интервала возможных положе-
ний центра подошвы фундамента при заданном еои возрастает с
увеличением ширины подошвы Ь.
Значение смещения fo, при котором напряжения под подошвой
фундамента будут равномерными, получим из (3.6), приняв ео«=
=0:
/=е;+гиф/р. (3.7)
Для заданного одного сочетания нагрузок оптимальное поло-
жение центра подошвы фундамента можно установить заранее по
выражению (3.7) до определения размеров подошвы.
На фундамент могут действовать различные сочетания нагру-
зок, отличающиеся как величинами Р, Fh и М', так и направле-
ниями Fh' и М'.
При проектировании фундаментов на нескальных грунтах поло-
жение центра подошвы фундамента целесообразно определять по
выражению (3.7) при действии постоянных нагрузок, так как ос-
новную долю перемещений фундамента опоры моста вследствие
деформаций оснований вызывают постоянные нагрузки.
Если от постоянных нагрузок ео,==О и Fh=0, что соответству-
ет в большинстве случаев фундаментам промежуточных опор мос-
тов, то fo=O, и центр подошвы размещают на вертикальной оси
опоры. Фундамент в этом случае проектируют симметричным от-
носительно оси опоры. Устройство симметричного фундамента при
52
небольших значениях ео' и Fh возможно при 0 от постоянных
нагрузок. В остальных случаях фундаменту придают несимметрич-
ную форму.
При действии на фундамент временных нагрузок, дающих наи-
большие значения Fh и М' одного направления (например, для
фундаментов устоев и крайних опор мостов распорных систем),
бывает целесообразно для получения меньших размеров подошвы
фундамента центр подошвы выбрать ближе к точке приложения
равнодействующей невыгодного сочетания нагрузок. В этом слу-
чае величина f должна быть ограничена крайними значениями
fu.e, определенными по выражению (3.6) от постоянных нагрузок
и отдельно от других сочетаний разных нагрузок.
Эту задачу приходится решать методом последовательных
приближений. Начальную величину сдвижки определяют по выра-
жению (3.7) с учетом только постоянных нагрузок. Затем вычис-
ляют размеры подошвы фундамента расчетом по прочности осно-
вания. После этого вносят коррективы в величину f и уточняют
размеры подошвы фундамента.
При учете влияния высокой примыкающей насыпи на переме-
щения фундамента устоя положение подошвы фундамента относи-
тельно опоры и насыпи определяют исходя из условия, чтобы раз-
ность осадок крайних точек подошвы, вычисленная с учетом влия-
ния высокой насыпи, была равна нулю или горизонтальное сме-
щение верха опоры и ее крен находились бы в допустимых преде-
лах. Эту задачу приходится решать также путем попыток, рас-
сматривая несколько положений подошвы и определяя осадки
крайних точек методом, рассмотренным в п. 2.2. Для выполнения
этого условия нередко изменяют размеры и наклон граней тела
самого устоя.
После выбора положения центра подошвы фундамента все на-
грузки, используемые в последующих расчетах основания, долж-
ны быть определены относительно центра подошвы.
Определение размеров подошвы фундамента
расчетом прочности основания. Этот расчет в большин-
стве случаев имеет решающее значение для вычисления размеров
подошв фундаментов транспортных сооружений.
Размеры подошвы фундамента определяют, исходя из условий:
Р < (3.8)
Pm.x < Yefl/Yn. (3.9)
где р и Ртах — среднее и наибольшее давление под подошвой фун-
дамента; R — расчетное сопротивление грунта основания сжатию,
определяемое по формулам (1.13), (1.14) и данным п. 1.2; уп —
коэффициент надежности по назначению сооружения, принимае-
мый для фундаментов мостов и труб равным 1,4; ус—'Коэффици-
ент условий работы, принимаемый равным: при нескальных грун-
53
тах в с'лучае учета действия постоянных нагрузок, временных вер-
тикальных подвижных нагрузок, давления грунта от подвижных
нагрузок и нагрузки от ценробежной силы, —1,0; при дополни-
тельном учете одной или нескольких других временных нагрузок,
а также для скальных грунтов при любых сочетаниях нагрузок —
1,2.
Напряжения р и ртах при расчетах прочности оснований опре-
деляют исходя из линейной зависимости распределения контакт-
ных давлений (рис. 3.11, а), что позволяет применять формулы
Рис. 3.11. Схемы к расчету внецентренно нагруженного фундамента
сопротивления материалов центрального сжатия и сжатия с изги-
бом:
р = (Р + 0ф+2^г)М; (ЗЛО)
^m.x=(^ + <?(|, + 2^)M + Af/^, (3.11)
где Р — вертикальная нагрузка, действующая на уровне обреза
фундамента; Оф — вес фундамента; 2#г — суммарный вес грунта
над уступами фундамента; А — площадь подошвы фундамента;
М — момент относительно горизонтальной оси, проходящей через
центр тяжести площади подошвы фундамента (относительно глав-
ной центральной оси инерции площади подошвы); W— момент со-
противления подошвы фундамента относительно той же оси (при
отсутствии симметрии сечения подошвы в направлении действия
момента W принимается для грани, у которой от М возникает
сжатие).
При одновременном действии моментов на фундамент в двух
направлениях наибольшее давление в угловой точке для подошвы
прямоугольной формы определяют по формуле
Ртах=(Р + Оф + 2 gjl А + Mx/Wx + Му/W у, (3.12)
54
где Мх и Му — моменты относительно главных центральных осей
инерции площади подошвы; Wx и Wy — моменты сопротивления
подошвы относительно тех же осей.
Для случаев, когда ус—1,2 и момент действует в одном направ-
лении, условие (3.9) будет иметь решающее значение для опре-
деления размеров подошвы внецентренно нагруженного фунда-
мента, если дополнительные напряжения от момента составят бо-
лее 20% от средних напряжений, т. е. когда будет соблюдаться
неравенство
(A//W[(/’+G4)+Egr)M]>0,2. (3.13)
Неравенство (3.13) может быть записано в виде ео>О,2. Если это
неравенство не соблюдается, расчет ведут только по условию (3.8),
как и для центрально-нагруженного фундамента, без учета М.
Выражения (3.11) и (3.12) могут быть использованы для оп-
ределения ртах при положении равнодействующей нагрузок в пре-
делах ядра сечения, когда напряжения под подошвой фундамента
будут однозначны. Это условие при действии момента в одном
направлении можно выразить
^п=(^+Оф+2^)М-Л1/Г>0, (3.14)
где pmin — наименьшее давление под подошвой фундамента (см.
рис. 3.11, а). В условии (3.14) при несимметричном сечении по-
дошвы № относится к менее напряженной грани. Едли равнодей-
ствующая выходит за пределы ядра сечения, что может оыть при
проектировании фундамёнтов~на скальных грунтах, а также при
проектировании фундаментов устоев малых мостов, для которых
допускается ё0>1, то найденные по формулам внецентреиного
сжатия сопротивления материалов давления под подошвой фун-
дамента будут разных знаков (рис. 3.11, б). В действительности
нормальные давления под подошвой фундамента могут быть толь-
ко сжимающими. В этом случае давления можно определить в
предположении их распределения по закону треугольника из ус-
ловий, что объем эпюры давлений равен силе N, а центр ее тя-
жести лежит на линии действия этой силы. Тогда (рис. 3.11, б)
для прямоугольной подошвы из последнего условия получим ши-
рину эпюры Ь'=3(0,5й—ео). Величина Ь' равна ширине опирания
подошвы фундамента на грунт. На остальной части b—Ь' произой-
дет отрыв подошвы от грунта. Из указанных условий получим
формулу для определения наибольшего краевого давления
Anax=2-'V/[3(0,56—е0)а], (3.15)
где N — нормальная сила по подошве фундамента (У=Р4-бф4-
-f-Sgr); а — размер подошвы в другом направлении.
При использовании выражений (3.10) и (3.11) и условий (3.8)
и (3.9) размеры подошвы фундамента приходится определять не-
тодом последовательных приближений, поскольку заранее не из-
вестен вес фундамента, грунта на уступах и расчетное сопротив-
ление грунта основания, зависящее от меньшего размера подош-
вы фундамента.
Чтобы избежать перерасчетов при проектировании, выразим
вес фундамента и грунта на его уступах (см. рис. 3.11, а) приб-
лиженно:
Сф+££г~.АЛ¥ф —ДМ»» <зл6>
где уф — приведенный расчетный удельный вес материала фунда-
мента и грунта на его уступах (для бетонных и железобетонных
фундаментов уф«22,5 кН/м3).
• У В случае использования зависимо-
сти (3.16) обычно не требуется вно-
сить каких-либо изменений в размеры
подошвы фундамента после уточнения
его веса. Точное значение G-f-Sg'r вы-
числяют после определения расчетом
размеров фундамента и его конструи-
рования.
Взвешивающее действие воды на
фундамент, выраженное последним
членом зависимости (3.16), учитывают
Рис. 3.12. Схема к определе-
нию размеров подошвы прямо-
угольного фундамента
при расположении его подошвы в во-
допроницаемых крупнообломочных,
песчаных и супесчаных грунтах. При
расположении же подошвы фундамен-
та в глинистых грунтах взвешиваю-
щее действие воды учитывают в том
случае, когда это создает более невы-
годные расчетные условия.
В тех случаях, когда взвешиваю-
щее действие воды не учитывают, а уровень подземных вод рас-
положен ниже подошвы фундамента, величину hB в выражении
(3.16) и последующих принимают равной нулю. Подставив (3.16)
в (3.10) и (3.11) и учитывая (3.8) и (3.9), получим:
РМ+УфА — = #/¥«; (3.17)
РМ+^/Г + УфА-удаЛй=у^/ул. (3.18)
При использовании выражений (3.17) и (3.18) для фундамента,
у которого обрез расположен значительно выше поверхности грун-
та (рис. 3.11, в), к величине Р следует добавить вес части фунда-
мента выше поверхности грунта Офь, приняв в первом приближе-
нии размеры этой части в плане минимальными. При учете взве-
шивающего действия воды в этом случае hb = h, а бфь принимают
уменьшенным на величину веса воды, вытесненной верхней
частью фундамента.
56
Использование зависимостей (3.17) и (3.18) позволяет непо-
средственно без перерасчетов находить размеры подошв фунда-
ментов. Рассмотрим определение размеров прямоугольной подош-
вы фундамента опоры моста. Размер подошвы в направлении оси
х (вдоль оси моста) обозначим Ь, а в поперечном направлении а
(рис. 3.12).
Значения b и а должны быть не меньше минимальных разме-
ров подошвы &min и amin, зависящих от размеров сечения опоры
Ьо и а<з на уровне обреза фундамента
Агащ — ^o4*2cy; ®min=ao_b2cy. (3.19)
Ширину обреза су для фундаментов мелкого заложения опор мос-
тов принимают в пределах 0,2...0,5 м. Ее назначение — компенси-
ровать возможные неточности разбивки и возведения фундамента.
В случае действия момента Му в направлении стороны Ь, под-
ставив в зависимость (3.18) А—аЬ и W—ab2/6, решим ее отно-
сительно а
a =(P/b -f- 6My/b2)/(yeft/yn — уфА + Y«A). (3.20)
При центральной нагрузке (Му=0-, ус=1) из (3.20) получим
a-Pl[b(R/yn — y^h-\-ywhb)]. (3.21)
Формулы (3.20) и (3.21) позволяют найти а, когда задано Ь.
При скальных грунтах и любых размерах подошвы фундамен-
та, а также при меньшем размере подошвы фундамента на не-
скальных грунтах, превышающем 6 м [см. выражение (1.13)1,
указанные формулы применимы для любых соотношений а и о,
так как в этих случаях R не зависит от размеров подошвы фун-
дамента. Поэтому из зависимости (3.18) аналогично можно опре-
делить Ь, когда задано а
А = [Л + ]/+ ‘ММу1 (ycR/y„ ~ УфА+УЮА6)] I [2 (ycR/yn -
-УфА + УвЛ,)], (3.22)
где Р\=Р/а\ Myi—My/a. В случаях скальных грунтов взвеши-
вающее действие воды на фундамент в формуле (3.22) не учиты-
вают (Аь = 0).
При нескальных грунтах и меньшем размере подошвы фунда-
мента, не превышающем 6 м, формулы (3.20) и (3.21) применимы,
если b<Za, поскольку R по выражению (1.13) является линейной
функцией меньшего размера подошвы фундамента. В случае Ь>а
и а<6 м при нескальных грунтах размер b может быть найден
через а также по формуле (3.22). При этом R в выражении (1.13)
определяется через а. Если для этого случая необходимо найти а
при заданном Ь, то зависимость (1.13) нужно представить в виде
^=а1+а2а»
(3.23)
57
где
+ + а2=.1/аду. (3.24)
Подставив (3.23) в (3.18) и раскрыв А и IFj,, получим формулу
для определения меньшего размера а через больший Ъ
а _ J Г/ Ve«i/Yn — Уф^ + \2 Plb+SMylb'i __
V \ 2yca2/Yfl ) Yc^/Yn
Yc«1/Yzi —Уф^ +Ym^
2Yff«2/Yn
(3.25)
Зависимости (3.23) и (3.25) применимы, если а^б м. При цент-
ральной нагрузке в формуле (3.25) принимают Му=0, ус=1.
Когда найденное по формуле (3.20) a<amin, возникает необ-
ходимость определения граничного значения Ь, соответствующего
fl=0min- Для ЭТОГО ВЫрЭЗИМ
/?=а14-а2&, (3.26)
где (Xi и а2 вычисляются по формулам (3.24). Подставив (3.26) в
(3.18) и раскрыв А и Wu, получим кубическое уравнение для оп-
ределения b
T.-./v.-W-T.»» у(3.27)
Yca2/Yn Yc«2/Y« Yc«2/Y«
где Pi и Мyi — погонные нагрузки, определяемые как и в формуле
(3.22). Из этого же уравнения находят Ь, соответствующее атах.
Аналогично вычисляют размеры подошвы фундамента по на-
грузкам поперечного направления, когда момент действует вдоль
стороны а. Так, при заданном Ь размер а находят по формуле, ко-
торая получается из (3.22) путем перестановки в ней местами а
и b и замены Му на Мх. Причем R вычисляют в зависимости от
меньшего размера Ь.
Если грунты скальные или меньший размер подошвы фунда-
мента при нескальных грунтах превышает 6 м, размеры подошвы
определяют по формулам (3.20) и (3.22), в которых меняют мес-
тами а и b, а вместо Му учитывают Мж.
Когда а<.Ь размер а находят из кубического уравнения (3.27)
заменой в нем b на а и Му на Мх, а при вычислении Pi и учи-
тывают Ь.
Если задан больший размер а, меньший Ь определяют по фор-
муле (3.25), поменяв местами а и b и учтя Мх вместо Му.
Зависимости (3.20), (3.21), (3.22), (3.25) и (3.27) при соблю-
дении условия (3.14) охватывают все возможные случаи непосред-
ственного определения размеров подошв прямоугольных фунда-
ментов по нагрузкам одного направления, когда расчетное сопро-
тивление грунта сжатию /? постоянно или линейно зависит от
58
меньшего размера подошвы. Они могут быть использованы при
составлении алгоритмов программ автоматизированного и опти-
мального проектирования фундаментов с применением ЭВМ.
Решение о размерах подошвы прямоугольного фундамента не
является единственным. Как следует из зависимостей (3.20)...
... (3.27), каждому принятому значению одного размера подошвы
будет соответствовать одно определенное значение другого разме-
ра, получаемое расчетом. Из различных сочетаний b и а выбира-
ют оптимальное, обычно соответствующее минимуму приведенных
затрат на устройство фундамента или минимуму его стоимости.
Определение одного сочетания размеров а и Ь подошвы фун-
дамента при принятой его глубине заложения й, например по на-
грузкам продольного направления в случае нескальных грунтов,
можно вести в такой последовательности. Назначают ширину фун-
дамента b^bmin- По формуле (1.13) или (3.26) определяют R.
Затем по выражению (3.20) находят а. Если а^Ь и a^amin, про-
веряют выполнение условия (3.14), а в случае учета ус=1,2 еще
и условие (3.13). При выполнении этих условий расчет заканчи-
вают. Если условие (3.14) не выполняется, размер b должен быть
увеличен или расчет дальше ведут с учетом отрыва подошвы
(когда он допустим) и ограничения положения равнодействующей
нагрузок так, как рассмотрено ниже. Если не выполнено условие
(3.13), а уточняют по формуле (3.21). Когда по (3.20) получают
а<Ь, то а вновь определяют по формуле (3.25). Если полученное
по (3.20) а>Ь, но а<.атщ, то в этом случае определяют гранич-
ное значение йг при а=атш решением уравнения (3.27). Если a<Z
<b и a<amin, граничное значение Ьг вычисляют по (3.22) при
a=amin, определив R по зависимости (3.23). Значение Ьг не мо-
жет быть меньше &тщ. В противном случае размеры фундамента
принимают минимальными.
Ширину подошвы фундамента b с учетом ее отрыва при скаль-
ном грунте, когда не выполняется условие (3.14), можно непо-
средственно определить по формуле, полученной подстановкой в
условие (3.9) зависимости (3.15), выразив в ней jV—P+айуфй и
е0=Му/ (P-^-aby^h),
Р1(1,5уе/?/уя-4уфА) 12 2Р2 + 3^iyg/?/YB __
. 2уфЛ (1 ,5YcP/Y« — 2уфЛ) . УфА(1 >5YcP/Y4 —2уфЛ)
Л (1,5усР/Уя - 4уфЛ)
2уфЛ (1,5усР/Уп — 2УфЛ)
При заданном в направлении действия момента Му размере
b поперечный размер а с учетом отрыва подошвы находят по фор-
муле
12
'Р (1,5ус7?/уд — 4уфЛ) Ь — ЗМуус??/уд
262уфЛ(1,5уеЛ/уя-2уфЛ)
__________2Р2_________
^62УфЛ(1,5уср/уя — 2уфЛ)
_ Р С1 >5У^У« ~ 4УФА) b —ЗМуУсЯ/Уп з 29)
~ 262уфЛ(1,5усЯ/ул-2УфЛ)
При расчете ленточного фундамента водопропускной трубы
или подпорной стенки по длине фундамента выделяют участок,
равный 1 м, на который и определяют действующие нагрузки Ру
Mvi и Fxi.
Рис. 3.13. Схемы к расчету
фундаментов трубы
Рис. 3.14, Схема к расчету
прочности подстилающего сла-
бого слоя грунта:
1 — эпюра природного давления;
2 — эпюра дополнительного дав-
ления от сооружения; 3 — кровля
слабого слоя
Ширину подошвы ленточного фундамента получают решением
уравнения (3.27) или по формулам (3.22) и (3.28) при тех же
расчетных случаях, как и для фундаментов с прямоугольной по-
дошвой.
Для труб незамкнутого поперечного сечения устраивают раз-
дельные (рис. 3.13, а) или сплошные (рис. 3.13, б) фундаменты.
Если суммарная ширина раздельных фундаментов будет прибли-
жаться к ширине трубы, то целесообразно перейти на сплошной
фундамент. В этом случае на основание будет действовать верти-
кальная, центрально-приложенная нагрузка, так как одинаковые
моменты и горизонтальные силы, действующие на фундамент
справа и слева, взаимно уравновешиваются.
Устойчивость сплошного фундамента будет значительно ббль-
шая, чем у раздельных фундаментов, так как при сплошном фун-
даменте исключается возможность выпирания грунта внутрь
трубы.
60
Если на некоторой глубине от подошвы фундамента залегает
слой грунта с меньшей несущей способностью, чем под подошвой,
необходимо, чтобы напряжение на кровле этого слоя не превы-
шало его расчетного сопротивления. Напряжение на кровле слоя
будет слагаться из природного давления грунта и дополнительно-
го давления, передаваемого грунту сооружением (рис. 3.14). Усло-
вие прочности подстилающего слоя в этом случае будет иметь вид
Yi(A + «c) + ao(P-Yi^X/?/Yn, (3.30)
где ао — коэффициент распределения напряжений по глубине
основания, принимаемый для прямоугольных фундаментов по
приложению 2 в зависимости от n~alb и m-=zdb; р — среднее
напряжение под подошвой фундамента.
Поскольку в основании происходит распределение напряже-
ний, при вычислении расчетного сопротивления слабого слоя мож-
но учитывать большую площадь, чем площадь подошвы фунда-
мента.
В первом приближении выражение для определения площади
подошвы фундамента Ау на уровне кровли слоя получим из усло-
вия, что среднее напряжение под подошвой такого условного фун-
дамента будет равно суммарному напряжению на кровле слоя
под центром фундамента. Это условие имеет вид
[АГ + Yi (Л+гс) Ау — ^АкуАу^Ьгт-г^ у, + (N/A — у^) а0,
откуда после преобразований получим Ау=А/ао.
Если принять, что распределение напряжений от фундамента
происходит в продольном и поперечном направлениях под одина-
ковым углом, то из предыдущего выражения для прямоугольного,
фундамента после преобразований можно получить формулу для
определения ширины подошвы условного фундамента
by==Q,5b [рЛ(« — 1)* 2-|-4«/а0 — (п— 1)]. (3.31)
Для ленточного фундамента Ьу=Ь!а0.
Определение размеров подошвы фундамента из
условия ограничения положения равнодейству-
ющей нагрузок. Расчетные выражения для этого случая
можно получить из условия (3.3). Размер b подошвы прямоуголь-
ного фундамента в направлении действия момента Му при приня-
том значении а определяют по формуле
РХ Г , 6Л4,1 р,
2(УфЛ —Vw*s)J ёоа (Уфй — уфЛ/>) 2 (УфЛ — Уа,Лй)
где Pi—P/a и МУ1=МУ1а.
Расчет на нагрузки поперечного направления выполняют по
формуле, аналогичной (3.32), заменив в ней b на а и Му на Мх.
При вычислении Pi и Mti в этом случае учитывают размер Ь.
61
При определении ширины подошвы ленточного фундамента в
формулу (3.32) непосредственно подставляют погонные нагрузки
Pi и Мщ.
Когда бывает задан размер b в направлении действия момен-
та Му, другой размер а определяют по формуле
а = [(бМу/ЬЬ/е^ — Р/Ь]/(уфк — ywhb). (3.33)
Расчетом по ограничению положения равнодействующей нагру-
зок большие размеры подошвы фундамента по сравнению с рас-
четом по прочности основания обычно получают при нескальных
грунтах, обладающих высокой несущей способностью.
Расчет устойчивости фундамента на сдвиг по
подошве. Устойчивость фундамента на сдвиг по его подошве
проверяют по условию (1.3), в котором при расчете фундамен-
тов транспортных сооружений принимают ус = 0,9 и уп—1,1. Сдви-
гающие силы определяют с коэффициентами надежности по на-
грузке у/>1, а при вычислении предельных удерживающих сил
от постоянных и строительных нагрузок учитывают у/<1.
Предельную удерживающую силу Qn, возникающую по подо-
шве фундамента, определяют по формуле
Qn=W (3.34)
где N— нормальная к плоскости подошвы фундамента составля-
ющая сил; ф— коэффициент сдвига (трения) материала фунда-
мента по грунту.
При определении N в случаях расположения подошвы фунда-
мента ниже уровня вод учитывают взвешивающее действие воды
на фундамент и часть сооружения, которая находится ниже этого
уровня, независимо от вида грунтов основания.
Осредненные значения ф, принимаемые при проектировании
фундаментов транспортных сооружений, приведены ниже.
Глины и скальные грунты с омыливающейся поверхностью
(глинистые известняки, сланцы и т. п.):
во влажном состоянии....................................0,25
сухие...............................................0,30
Суглинки и супеси......................................0,30
Пески..................................................0,40
Гравийные и галечниковые грунты........................0,50
Скальные грунты с иеомыливающейся поверхностью . . . 0,60
Для фундамента с горизонтальной подошвой, одинаковой глу-
биной заложения у передней и задней грани и отсутствии одно-
сторонней нагрузки на поверхности грунта (см. рис. 3.11, а) усло-
вие (1.3) можно записать в виде
F*C(Ye/Y„)(/> + G)% (3.35)
где F'h — сдвигающая сила на уровне обреза фундамента; G —
вес фундамента и грунта на его уступах.
62
В зависимости (3.35) не учтены силы бокового давления грун-
та на заднюю грань фундамента Fa и бокового отпора грунта по
передней грани For. Давление грунта на грани фундаментов и
опор определяют методами, рассмотренными в механике грунтов
в теории давления грунтов на ограждающие конструкции. Из опы-
тов известно, что давление грунта зависит от перемещений кон-
струкции. На заднюю грань фундамента по направлению сдвига-
ющей силы учитывают действие активного давления грунта Fa,
которое реализуется при достаточно малых перемещениях фунда-
мента. Для достижения же силой отпора, направленной против
смещения и действующей на переднюю грань фундамента, зна-
чения, равного пассивному давлению грунта Fa, необходимо боль-
шое перемещение, которое, как правило, для фундаментов опор
мостов не может быть допущено. По этой причине отпор грунта
в запас устойчивости нормами проектирования мостов разрешает-
ся учитывать значением, равным активному давлению грунта,
т. е. Fот = Fa. При проектировании подпорных стен для транспорт-
ного строительства допускается учет отпора грунта, как части
пассивного давления For^tnFn, (tn = 0,2...0,33).
В случае горизонтальной поверхности грунта и отсутствия на
ней нагрузки силы давления грунта на переднюю и заднюю гра-
ни фундамента опоры моста в соответствии с рекомендациями
норм будут одинаковы (равны Fa) и направлены в противопо-
ложные стороны. Если одну из этих сил учесть в левой части
условия (1.3) как сдвигающую, а другую — в правой части, как
удерживающую, то можно сделать неправильный вывод о том, что
устойчивость на сдвиг заглубленного фундамента будет менее
обеспеченной, чем фундамента, расположенного на поверхности
при одних и тех же значениях N и F'h (из-за множителя ус/уп=
= 0,82). В рассмотренном случае одинаковые силы давления грун-
та на заднюю и передние грани фундаментов учитывать не сле-
дует, как это и принято в зависимости (3.35).'
Учет сил давления грунта на противоположные грани фунда-
мента необходим, когда эти силы различны, что, например, имеет
место в фундаментах устоев мостов. В этом случае условие устой-
чивости на сдвиг по горизонтально расположенной подошве запи-
сывается в виде
F'h-\-Fa < (Ve/Vn) [(^+О)Ф+Лт1- (3.36)
Для промежуточных опор мостов условие (3,35) обычно не
влияет на размеры фундаментов.
Для фундаментов устоев арочных, рамных мостов, анкерных
опор висячих мостов, а при высоких насыпях и для фундаментов
устоев балочных мостов условия (3.35) и (3.36) часто имеют ре-
шающее значение при определении размеров фундамента. В таких
случаях вес фундамента можно найтн из этих условий. Так, из
63
условия (3.35) получим
O=ynF'hl(yc^)-P,
а из условия (3.36)
° = [(^+ЛЛ Y«/Yc - FOT1/<|> - Р.
(3.37)
(3.38)
ражения (3.16)
Рис. 3.15. Конструктивные способы увели-
чения устойчивости фундаментов на сдвиг
устройством:
а — наклонной подошвы; б — уступов; в — зуба
В первом случае для принятой глубины заложения фундамен-
та h площадь его подошвы может быть непосредственно опреде-
лена с использованием вы-
Л=О/(уфЛ-удаА4). (3.39)
Зная А, определяют разме-
ры а и Ь.
Во втором случае для
определения Fa и FOt необ-
ходимо назначить размер
фундамента в поперечном
направлении а. Тогда раз-
мер подошвы b находят из
выражения
b=Q![a (Уф А — УвЛг>)]» (3.40)
где G вычисляют по форму-
ле (3.38).
В условие (3.36) не
включены вертикально на-
правленные касательные со-
ставляющие давления грун-
та по передней и задней
граням фундамента, а также горизонтальные силы трения, возни-
кающие по торцевым граням фундамента, которые обычно в за-
пас устойчивости не учитывают при расчете фундаментов опор
мостов, т. е. считают, что угол трения грунта засыпки о кладку
фундамента равен нулю.
Устойчивость на скольжение можно повысить путем придания
подошве фундамента наклонного положения, устройством уступов
или зуба (рис. 3.15). Этим достигается уменьшение сдвигающей
силы и увеличение предельной удерживающей силы вдоль наклон-
ной подошвы фундамента. На рис. 3.15, в, кроме того, наклонная
поверхность сдвига проходит внутри грунта по линии 2—2', что
позволяет при определении удерживающей силы по этой поверх-
ности учесть характеристики прочности грунта на сдвиг: сцепле-
ние С\ и угол внутреннего трения <pj.
Схему фундамента на рис. 3.15, а используют как в скальных,
так и в нескальных грунтах. Схему на рис. 3.15, б применяют
64
только в скальных грунтах при невыветрелой прочной скале, в
которой можно сделать уступы и обеспечить прочность на сдвиг
по основанию уступов (по линии 1—1'). Эта схема по сравнению
со схемой рис. 3.15, а позволяет уменьшить глубину заложения
фундамента и его объем. Схему на рис. 3.15, в обычно использу-
ют при нескальных грунтах.
Рассмотрим эффективность устройства наклонной подошвы по
линии 2—2' в схеме на рис. 3.15, а. Сопротивления сдвигу по го-
ризонтальному участку 1—2 учитывать не будем, так как при
сдвиге по наклонной плоскости этот участок приподнимется и
выключится из работы. Предположим, что на уровне подошвы
действует на грунт равнодействующая нагрузок F, наклоненная к
вертикали под углом 0 и имеющая вертикальную составляющую
Fv и горизонтальную г*. Угол между линией действия силы F и
нормалью к линии 2—2' будет равен 0—а. Спроектировав F на
линию 2—2' и нормаль к ней и подставив сдвигающую и удержи-
вающую силы в условие (1.3) с учетом зависимости (3.34), по-
лучим
F sin <₽ — а)< (у,/уя) F [cos (р—а)] -]>
или
tg(p-a)<Y^/Yn.
Отсюда найдем условие, которому должен удовлетворять угол
наклона подошвы фундамента
а > р- arctg(yc<i>/y„).
(3.41)
При а=р сдвигающей силы по наклонной подошве не будет.
Условие (3.41) определяет и угол наклона уступов а для схемы
фундамента на рис. 3.15, б.
Для схемы фундамента, изображенной на рис. 3.15, в, условие
устойчивости на сдвиг по наклонной линии 2—2' может быть за-
писано в виде
(F'h-\-Fah) cos a — (P+G4-Fr2) sin а < (Yc/Yn) {[(/>+G -f-F^) cos а +
+ (F*+Fah — -^oti ) sin a] tg ?! + с IA2+F0T1 cos a}, (3.42)
где A2—площадь наклонного сечения по 2—2', равная aba/cosa.
В этом выражении к предельным удерживающим силам отнесены
силы сопротивления сдвигу по площади участка 2—2' и проекция
отпора грунта FOti на линию 2—2', действующего на переднюю
грань фундамента (выше точки 2'). К сдвигающим силам отнесе-
ны проекции на линию 2—2' горизонтальных и вертикальных сил,
действующих на фундамент (кроме силы F0Ti). Следует отметить
некоторую условность при делении сил на сдвигающие и удер-
живающие.
3—1513
65
Изображенные на рис. 3.15 способы увеличения устойчивости
фундаментов на сдвиг эффективны только в тех случаях, когда
грунт обладает достаточно высоким сопротивлением сдвигу. При
малопрочных грунтах может произойти сдвиг фундаментов вме-
сте с частью грунта по горизонтальным поверхностям 1—1'.
При проверке устойчивости на сдвиг по площадке 1—1' фун-
дамента по схеме рис. 3.15, а в вертикальную нагрузку должен
быть включен вес призмы грунта 1'2'2—FT, а для фундамента по
схеме в вес призмы Fri + Fr2.
Предельную удерживающую силу по плоскости 1—1' вычисля-
ют по формуле •
Qn“CI^2a-h-^ 2^01
или по формуле
Qn===CI^2® ~I"
где Ni и N2— составляющие вертикальной силы N, действующие
в пределах участков 1—2, шириной Ьъ и Г—2, шириной Ь2, соот-
ветственно (N=Ni+N2); ф— осредненный коэффициент трения в
пределах ширины b. Ni и N2 могут быть найдены как объемы
частей эпюры нормальных давлений, действующих по площадкам
1—2 и 1'—2. Значение ф приближенно определяют (в предполо-
жении равномерного распределения нормальных давлений) по
формуле
Ф=(ФМ-*е?А)/&-
При расчете на сдвиг по горизонтальному участку 1—1' в схе-
ме на рис. 3.15, в в удерживающие силы должен быть включен
ОТПОР Грунта Fot1+Fot2-
Если размеры подошвы фундамента определены по ^формулам
(3.39) и (3.40) из условия его устойчивости на сдвиг, то затем
выполняют проверочные расчеты по прочности основания с удов-
летворением условиям (3.8) и (3.9), а также определяют относи-
тельный эксцентриситет и проверяют соблюдение условия ограни-
чения положения равнодействующей нагрузок (3.3).
Положение центра подошвы фундамента может быть найдено
по выражению (3.5).
При несимметричной форме фундамента, в том числе и при
наклонной его подошве, в этом выражении Сф=/=О. Поэтому, рацио-
нальное положение центра подошвы фундамента приходится нахо-
дить методом последовательных приближений.
При наклонной подошве фундамента и наличии горизонталь-
ного участка (рис. 3.16) прочность основания проверяют для
условной прямолинейной подошвы по линии 1—2'. Для этого опре-
деляют момент всех сил Мо относительно оси, проходящей через
точку О, расположенную на середине отрезка 1—2', и находят
66
нормальную силу No, как сумму проекций всех действующих на
фундамент сил, включая и его вес, на нормаль к линии 1—2'.
За ширину подошвы 6У принимают длину линии 1—2'.
Расчет устойчивости фундаментов против глу-
бокого сдвига. Расчет устойчивости фундаментов устоев мос-
тов при примыкании к ним высоких
насыпей и промежуточных опор, рас-
положенных на косогорах, а также
расчет устойчивости подпорных стен
против глубинного одностороннего
сдвига выполняют приближенным ме-
тодом в предположении, что сдвиг опо-
ры вместе с грунтом может произойти
по круглоцилиндрической поверхности
скольжения радиусом R (рис. 3.17).
Обычно в случае отсутствия в осно-
вании малопрочных грунтов полагают,
Рис. 3.16. Схема к проверке
что поверхность скольжения проходит прочности основания' при иа-
через ребро фундамента (точка А на клонной подошве
рис. 3.17). Если ниже подошвы фунда-
мента залегает слой более слабого грунта, целесообразно рассмот-
реть и такие положения поверхности скольжения, когда она захо-
дит в этот слой или пересекает его и располагается ниже точки А.
Рис. 3.17. Схема к расчету устойчивости фундамента устоя
Для принятой поверхности скольжения определяют моменты
сдвигающих и предельных удерживающих сил относительно цент-
ра окружности О.
Рассматриваемый отсек обрушения (АВСДЕ на рис. 3.17) раз-
бивают на вертикальные элементы. Ширину элементов принима-
з* 67
ют J/3.,.1/4 (fa+h)- Размер элементов в поперечном направлении
равен размеру подошвы фундамента в этом направлении- Для
подпорных стен о=1 м> В общем случае, когда часть отсека рас-
положена ниже уровня воды в водоеме н в пределах отсека име-
ется депрессионная кривая, вес каждого элемента gi при опреде-
лении сдвигающего момента будет равен
gl—gfr+glf-t-glw
где gm — полный вес верхней части элемента, расположенной
выше кривой депрессии; g,e — вес средней части между депресск-
онной кривой и горизонталью W— г, проведенной на уровне
горизонта воды, определенный с учетом полного удельного веса
yi водоиасышенного грунта (без учета взвешивающего действия
воды); ям —вес нижнеи части элемента, расположенной ниже го-
ризонтали F—F, определенный с учетом взвешивающего дейст-
вия воды (у» — по выражению (28)],
Сдвигающий момент, согласно схеме на рис. 3.17, будет равен
4
где gi — вес вертикального элемента, приложенный в его центре
тяжести; —плечо силы gi относительно центра окружности,
учитываемое с соответствующим знаком. Для элементов, распо-
ложенных левее оси г, значение к — отрицательное,
Вертикальная нагрузка по подошве фундамента N включает
в себя вес фундамента и грунта на его уступах, вес устоя, вре-
менную нагрузку на устое и нагрузку от пролетный строений-
Горизонтальную составляющую Л, в уровне подошвы фундамента
определяют от внешних сил, действующих на устой (сила тормо-
жения, трения в опорных частях и т. п). Давление грунта на
устой со стороны насыпи при определении силы не учитывают,
так как для данной схемы оно относится к категории внутренних
сил. Временную нагрузку на насыпи включают в вес элементов?
Затем определяют предельный удерживающий момент? кото-
рый будет равен моменту сил сопротивления сдвигу, возникаю-
щих вдоль поверхности скольжения- Вес каждого элемента, а
также силы # a ft переносят на линию скольжения и определя-
ют составляющие, нормальные к линии скольжения- Предельный
момент будет равен
“Я ( 2 cos ** "И#sin аГ +
68
где фп и Сц — угол внутреннего трения и сцепление грунта И пре-
дела* отрезки длины окружности в основании элементов-
При определении момента удерживающих сил вес участков
каждого выделенного элемента, а также вес участков устоя и
Фундамента, расположенных как ниже депрессионной кривой, так
и ниже горизонтали IF— IF, нужно определять с учетом взвеши-
вающего действия ВОДЫ-
УСТОЙЧИВОСТИ фундамента и грунта оценивают по отношению
предельного удерживающего момента к сдвигающему, т- е. по ко-
эффициенту устойчивости к (см. выражение (1-4))- Положение
центра окружности (точка О) и ее радиус выбирают произвольно.
Путем попыток ищут такую окружность, для которой коэффици-
ент устойчивости будет минимальным Устойчивость фун-
дамента (вместе с опорой и грунтом) считают обеспеченной, если
выполняется условие (1-ДО.
Рассмотренный расчет устойчивости практически выполняют
графоаналитическим способом или аналитическим с применением
ЭВМ. Выражении для М и Мц преобразуются к виду, удобному
для вычислений указанными способами-
В изложенном способе расчета устойчивости по круглоццлин-
дрическим поверхностям обрущення для фундамента длиной а не
учтены в запас устойчивости удерживающие моменты от сил соп-
ротивления сдвигу, возникающих по двум торцевым сечениям,
отделяющим в плайе отсек обрущения от остального грунта, т- е.
считается, что потеря устойчивости происходит в условиях плос-
кой деформации- В действительности при близких значениях раз-
меров фундамента в плане н и б потеря устойчивости будет про-
исходить в условиях пространственного сдвига грунта по поверх-
ности рбрущення, отличной от круглоцидиндрической- Методы
расчета пространственной устойчивости оснований опор мостов
против одностороннего глубинного сдвига в настоящее время еще
не разработаны-
Расчет перемещений фундамента, Этим расчетом
определяют осадки, их разности, крены фундаментов, горизон-
тальные смешения верха опор и т- п- Полученные значения пере-
мещений фундамента должны удовлетворять условию (1-6). Мето-
ды определения перемещений фундаментов рассмотрены в гл. 2.
Если осадка фундамента или разности осадок соседних фунда-
ментов превысят предельно допустимые значения, то размеры
Фундамента должны быть изменены и подобраны по допустимым
осадкам или их разностям-
Для мостов внешне статически определимых систем на авто-
мобильных дорогах нормами проектирования допускается не опре-
делять осадки при пролетах до 1Q6 м
Конструирование жестких бетонных фундаментов. Конструиро-
вание бетонного фундамента заключается в определении формы
и размеров его элементов по высоте. К конструированию присту-
па
пают после того, как установлена высота фундамента йф, равная
расстоянию от обреза до его подошвы, выбрано положение центра
подошвы и определена ширина b и длина а подошвы фундамента.
Минимальные размеры фундамента в плане amtn и 5min, зави-
сящие от размеров надфундаментной части сооружения, опреде-
ляют по выражениям (3.19). Размеры подошвы, установленные
на основе расчетов основания, чаще всего получаются больше
минимальных. При этом фундаменту по высоте придают ступен-
чатую и реже трапециевидную форму (рис. 3.18).
Рис. 3.18. Схемы конструирования фундаментов:
а — несимметричного ступенчатого; б — симметричного ступенчатого; в — симметричного
с наклонными гранями
Вначале необходимо проверить, обеспечивает ли принятая вы-
сота фундамента йф требуемое развитие его подошвы
0,50+2/—й0) ctg ап < йф; (3.43)
0,5 (а — а0) ctg ап < йф. (3.44)
Если условия (3.43) и (3.44) не выполняются, высоту фунда-
мента нужно увеличить путем его заглубления. Когда же увели-
чивать глубину заложения по каким-либо причинам нецелесооб-
разно, необходимо устраивать железобетонный фундамент.
Ширину уступов в соответствии с данными рис. 3.18 опреде-
ляют по выражениям
=0,5 0+2/ — йми); /п=О,50-2/-йт/я). (3.45)
Ширину уступов в перпендикулярном направлении при сим-
метричном развитии находят из выражения
/=0,5(а —amin). (3.46)
Высота уступов с их шириной связана соотношением
й =/ctgan. (3.47)
В зависимости от полученной величины йу принимают один
или несколько уступов. Высота уступов в перпендикулярном нап-
70
в условиях плоской дефор-
по его подошве трещины в
ал от клас-
Рис. 3.19. Зависимость
са бетона В, ё0
равлении должна быть увязана с высотой уступов данного нап-
равления.
В нормах проектирования мостов и труб принят постоянный
предельный угол наклона уступов бетонных фундаментов ап=30°.
Как показали исследования, выполненные в СибАДИ, разрушение
бетонного ступенчатого фундамента
мации наступает после образования
месте действия наибольших растя-
гивающих напряжений, когда их
значения достигнут прочности бето-
на на растяжение. С учетом этого
на основе исследований методом ко-
нечных разностей напряженного со-
стояния ступенчатых фундаментов
составлены графики для определе-
ния (хп в зависимости от расчетного
сопротивления бетона на растяже-
ние Rt>t (класса бетона), среднего
давления по подошве фундамента р
и ео. На рис. 3.19 приведен пример
таких графиков для фундаментов
транспортных сооружений.
О расчете железобетонных фун-
даментов. В результате такого рас-
чета определяют размеры фунда-
мента по высоте и его необходимое
армирование. В расчетах прочности
материала отдельных фундаментов
под стойки сооружений, ленточных фундаментов подпорных стен и
фундаментов бескаркасных зданий принимают линейное распреде-
ление реактивных давлений грунта по подошвам фундаментов, что
не вносит существенной погрешности в
Для гибких фундаментных балок и
ются группы стоек и колонн (см. рис.
ных плит под сооружениями линейные
ний грунта используют чаще всего для
ления размеров сечений фундаментов.
окончательные значения реактивных давлений грунта (вид эпйр)
должны быть уточнены на основе теории расчета балок и плит
на деформируемом основании, так как допущение о линейном
распределении реактивных давлений в ряде случаев может при-
вести к значительным ошибкам в определении размеров сечения
и армировании фундаментов.
В практике расчета гибких фундаментных балок и плит при-
меняют в основном две группы методов. В первой группе исполь-
зуют гипотезу коэффициента постели Фусса — Винклера. Расчет
балок на упругом основании по этой гипотезе излагается в курсе
71
результаты расчета.
плит, на которые опира-
3.7), а также для сплош-
эпюры реактивных давле-
предварительного опреде-
Для таких фундаментов
сопротивления материалов. Вторая группа методов расчета осно-
вана на использовании гипотезы упругого полупространства. Из
методов этой группы в практике применяют методы Б. Н. Же-
мочкина, М. И. Горбунова-Посадова и др. В настоящее время в
проектирование внедряются методы расчета фундаментных балок
и плит, учитывающие нелинейную деформируемость железобетона
и грунта.
После определения реактивных давлений по подошве фунда-
мента указанными методами находят изгибающие моменты и пе-
ререзывающие силы в сечениях, по которым определяют оконча-
тельные размеры сечений и их армирование. Расчетом гибкой
фундаментной конструкции уточняю^ также неравномерность
осадок точек ее подошвы и деформации надфундаментных конст-
рукций, которые не должны превышать предельно допустимых
значений. Для расчета и проектирования фундаментных балок и
плит широко используют ЭВМ.
Расчет элементов конструкций различных железобетонных
фундаментов подробно рассматривается в курсах железобетонных
конструкций.
Пример 3.1. Запроектировать бетонный фундамент на естественном основа-
нии промежуточной опоры автодорожного моста. Размеры опоры в плане на
уровне обреза фундамента, геологический разрез по оси опоры, отметки обре-
за фундамента, уровня воды и поверхности дна после общего и местного раз-
мывов показаны на рис. 3.1. Уровень максимального размыва дна у опоры сов-
падает с поверхностью кровли слоя полутвердой глины, имеющей следующие
характеристики: /l=0,18; /р=22; е = 0,79; yi = 19,62 кН/м8. У мягкопластич-
ного суглинка, залегающего над глиной, yi = 19,62 кН/м3.
Расчетные нагрузки, определенные относительно главных осей сечения опо-
ры на уровне обреза фундамента, вдоль оси моста: Р= 12 100 кН; F/^335 кН;
Л4/=3970 кН-м; поперек оси моста: Р=12 100 кН; Fyf= 1116 кН; Л4х'в
= 6700 кН-м. Каждое из этих сочетаний в своем направлении оказалось наи-
более невыгодным. Расчетная постоянная вертикальная нагрузка на уровне об-
реза фундамента, определенная с учетом коэффициента надежности по нагруз-
ке, у/<1, Р=842О кН, а наибольшее сдвигающее усилие на опору от давления
льда при первой подвижке и ветра F/=1570 кН.
Подошву фундамента заглубляем в глину на 2,5 м ниже уровня макси-
мального размыва.
Равнодействующая постоянных нагрузок проходит по вертикальной оси опо-
ры, поэтому центр подошвы фундамента принимаем на оси опоры (без смеще-
ния) и фундамент проектируем симметричным.
Определяем моменты относительно осей подошвы- фундамента: Afx=6700+
+ 1116-4=11164 кН-м; Му=3970+335-4=5310 кН-м.
Устанавливаем границы возможных изменений размеров подошвы фунда-
мента нз конструктивных условий. Минимальные размеры подошвы по выра-
жениям (3.19) при cv=0,2 м: &тш = 2,6+2-0,2=3 м; атш=9,5+2-0,2=9,9 м.
Наибольшие возможные размеры подошвы фундамента из условия обеспе-
чения предельного угла ап=30° распределения давлений в теле бетонного фун-
дамента
^тах^^о+2Ч^аи = 2>6 +2-4-0,57735 = 7,22 м;
£тах = ап “9>5 + 2-4-0,57735 = 14,12 м.
72
Из уравнения (3.27) по нагрузкам продольного направления найдем гра-
ничные значения 5, соответствующие amin и Яшах- Вычисляем си и аг по выра-
жениям (3.24). Значения условного сопротивления глииы /?у=257,3 кПа при
заданных значениях ее характеристик определены по табл. 1.1 путем интер-
поляции по II и е. Принимаем по табл. 1.4 &i=0,04 м"1, k2—2. Значение h
устанавливаем от уровня общего и половины местного размыва h — 3,0 м;
=2 м.
at = 1,7-257,3 (1 — 2-0,04) 4- 1,5-9,81 -2 = 431,85 кПа;
а2 = 1,7-0,04-257,3 = 17,50 кПа/м.
Для нагрузок, действующих на фундамент, ус —1,2. Взвешивающее дейст-
вие воды на фундамент не учитываем, поскольку оно уменьшает давление на
основание (Ав=0). Средний удельный вес бетона и грунта на уступах Уф =
= 22,5 кН/м3. Подставив значения всех величии в уравнение (3.27), оконча-
тельно получим:
№ 4-18,6852 _ 806,67b/а — 2124/а == 0.
Корень этого уравнения при amin=9,9 м равен 6КВ — 5,16 м, а при amax=
= 14,12 м — бив = 4,12 м.
По формуле, аналогичной (3.25), по нагрузкам поперечного направления
получены граничные значения Ь: при amm=9,9 м 5Кп=5,3 м и при Отах™
= 14,12 м Ьнп —3,57 м.
Таким образом, для условий данного примера и принятой глубины зало-
жения ширина подошвы фундамента может изменяться лишь в интервале от
4,12 до 5,3 м.
Рассмотрим вариант фундамента при 5 = 4,8 м.
Определяем расчетное сопротивление грунта
7? = а^ 4-a25 = 431,85 4- 17,50-4,8=515,85 кПа.
Длину фундамента находим по формуле (3.20)
12 100/4,8 4- 6-5310/(4,8)2
а =--------------------— - ------= 11,085 м.
1,2*515,85/1,4 — 22,5-4
Определяем длину фундамента расчетом на нагрузки поперечного направ-
ления по выражению, аналогичному (3.22).
а = {P/Я- У (Р/ О2 + 2444 х (Yetf/Y» - Уф*/*1/[2 (УсЯ/Ул - Уфй)] ~
12 100/4,8 + У (12 100/4,8)2 + 24-11 164 (1,2-515,85/1,4-22,5-5)70
2(1,2-515,85/1,4-22,5-4)
= 10,82 м.
Поскольку а получилось меньше предыдущего значения, окончательно при-
нимаем а=11,1 м.
Конструируем фундамент. Ширина уступов вдоль оси моста по формулам
(3.45) при f=0 составит:
Zt =0,5 (4,8 —3,0) =0,9 м;
то же, поперек оси
/2 = 0,5(11,1 —9,9) = 0,6 м.
Высота уступов, по формуле (3.47), при an=30°
Ау1 = 0,9-1,732 = 1,56 м; Лу2 = 0,6-1,732 = 1,04 м.
73
В продольном направлении устраиваем три уступа, а в поперечном — два
(см. рис. 3.1).
Объем фундамента будет равен
Уф = 4,8Л1,1-0,52 4-4,2-10,5-0,524-3,6-9,9-0,52 4-3-9,9*2,44 = 141,6 м2.
Расчетный вес фундамента
<7ф= 141,6-1,1-2,3-9,81 =3514,41 кН.
Объем грунта иа уступах фундамента
УР = 4,8* 11,1*3,9-(141,6-3-9,9*0,1) =69,16 м3.
Расчетный вес грунта иа уступах
<7Г = 69,16-19,15 = 1324,66 кН.
Наибольшее напряжение под подошвой фундамента от нагрузок продоль-
ного направления по выражению (3.11)
12 100 4- 3 514,41 4- 1 324,66
= 317,92 + 124,57 =
11,1-4,82
= 442,5 кПа.
Наименьшее напряжение pmin=317,92—124,57= 193,35 кПа.
Вычисляем правую часть условия (3.9)
Yc^/Yn = 1,2-515,85/1,4 = 442,16 кПа.
Условие (3.9) выполнено, так как значения левой и правой частей его
практически равны.
Определяем напряжения от нагрузок поперечного направления
12100 4-3514,414-1324,66 -6-11 164 _
Ртах- 4,8-11,1 +4,8-11,12“
= 317,92 +113,26 = 431,18 < 442,16 кПа.
Prntn = 201,66 кПа.
Так как напряжения от нагрузок обоих направлений однозначны, то рав-
нодействующие нагрузок приложены в пределах ядра сечеиия и условие (3.3)
тем самым будет удовлетворено, поскольку ёОи— 1.
Условие (3.8) ие проверяем, так как выполняется условие (3.13) для на-
грузок обоих направлений: ё0= 124,57/317,92=0,39>0,2 и ёо= 113,26/317,92=
= 0,36 >0,2.
Рассчитываем устойчивость фундамента иа сдвиг по подошве.
Вес фундамента с учетом взвешивающего действия воды и коэффициента
надежности по нагрузке Y/=0,9
Сф= 141,6.0,9.2,3-9,81 - 141,6-9,81 = 1 486,33 кН.
Сила взвешивания вследствие погружения части опоры на 1 м ниже уров-
ня льда при первой подвижке
Р' =23,2.9,81 =227 кН,
где 23,2 — площадь опоры иа уровне обреза фундамента.
Объем грунта на уступах с учетом наибольшего размыва дна у опоры
И'=4,8-11,1 (2,5 —0,52) — 4,2.10,5.0,52 —
-3,6-9,9*0,52 — 3-9,9*0,94 = 36,11 м3.
74
Вес грунта во взвешенном состоянии
G'r = 36,11 -9,81 =354,24 кН.
По табл. 3.1, для глииы гр=0,25. Условие на сдвиг (3.35) удовлетворяется:
(0,9/1,1) (8420+1486,33+354,24—227)0,25 = 2508,4> 1570 кН.
Аналогично рассмотренному варианту выполнены расчеты вариантов фун-
дамента в диапазоне возможных изменений Ь. Основные данные по вариантам
приведены в табл. 3.2.
Таблица 3.2
№ вариантов Размеры подошвы, м Площадь по- дошвы, м1 2 Объем фунда- мента, м3
b а
1 4,2 4,5 13,7 57,5 153,4
2 12,3 55,4 146,5
3 4,8 11,1 53,3 141,6
4 5,1 10,3 52,5 145,4
5 5,3 9,9 52,5 147,1
1 Как следует нз таблицы, рассмотренный вариант 3 имеет наименьший объ-
ем бетона фундамента. Следует отметить, что для первых трех вариантов не-
выгодным расчетным направлением было продольное, а в вариантах 4, 5 дли-
на подошвы а определилась расчетом иа нагрузки поперечного направления.
ГЛАВА 4
СТР6ИТ1ЛЬСТВ6 фундаментов мелкого ЗАЛОЖЁНИЯ
НА МВСТМООТИ» М ПОКРЫТОЙ водой
При устройстве фундамента мелкого заложения КД естествен-
ном основании иа местности, не покрытой водой, выполняют сле-
дующие виды работ: разбивочные, крепление стек котлована и
его осушение (водоотлив), разработку и транспортировку грунта,
подготовку основания и кладку фундамента. К заключительным
работам относят: разборку ограждений, засыпку пазух грунтом,
планировку местности, устройство отмосток к т. п.
4Л. Рвбвты м рмбивм ФТЙДЙМВЙГв*
Работы йо разбивке фундаментов заключаются в переносе на
строительную площадку осей сооружения, контуров котлована и
ограждений, границ фундамента, а также в определении верти-
кальных отметок характерных элементов фундамента. Й связи с
этим различают горизонтальную и вертикальную разбивки.
Горизонтальную разбивку начинают с определения места по-
ложения главных осей сооружении. При строительстве фундамен-
тов опор Моста главкой осью является продольная ось моста.
Продольную ось моста закрепляют четырьмя створными стол-
бами, установленными Но два нм каждом берегу (рис. 4.1). После
закрепления положения главной осн приступают к разбивке вто-
ростепенных осей, для Мостов такими осями являются попереч-
ные оси опор моста. Затем приступают к детальной разбивке
фундаментов, котлЬванов и креплений.
При горизонтальной разбивке применяют методы утломерной
съемки, которые изучают в курсах геодезии.
Для закрепления положения осей фундамента, его контуров,
границ котлована и креплений устраивают обноску (рис. 4.2)»
Обноска представляет собой ряд опорных линий, вынесенных за
пределы котлована, которые позволяют в любой момент выпол-
нения работ восстановить правильное положение осей фундамент
та н его границы в плане.
Обноску устраивают из Досок, прибитых к опорным сваям,
расставленным через 1Д..З м друг от друга. Положение гранич*
те
ных а осевых линий фундамента ня обносках фиксируется пропи-
лами или зарубками, через пропилы натягивают проволочные
расчалки и при помощи отвесов определяют в процессе производ-
ства работ правильность положения фундамента в Плане к ведут
разбивку иадфундамеитных частей сооружений. Отметки на об-
Рис. 4.1. Схема зякреййеййя осей
фуйдамеатой моста:
i — етАоряйе i — фундамёйт
устой; 3 — Д0оДЬЛ&ЙДЯ dtt МосТй; 4 —
оё<* dtidjibi; 3
Рйе. 41. Cxetfa уеФроЙсФйй йбйОёйй:
' ы»'«даш
носке контрольно фиксируются сторожками, забитыми в грунт на
глубину до бб см на случай поломки обноски.
Вертикальную разбивку производят с помощью нивелировки.
Для привязки объекта К геодезической сети на месте строитель-
ства устраивают одни Иля несколько основных реперов. Абсолют-
ная отметка основного репера должна быть установлена особен-
но точно —путем многократной нивелировки от ближайшего по-
стоянного репера. Помимо основного репера для удобства работ
при значительных размерах сооружения в плане устраивают ряд
вспоМотательных реперов.
44. iQmmjimmi «тем ШНММММН1
Котлованы бея креплений. Наибольшую крутизну не укреплен-
ных откосов котлованов при расположении уровня подземных вод
ниже дна котлована и кратковременных сроках производства ра-
бот ориентировочно можно принимать по табл. 4.1 в зависимости
от вида грунта и глубины котлована. Для котлованов глубиной
свыше 1,5 м в любых грунтах и при любом Положении уровня
подземных вод крутизна их откосов, как правило, должна быть
обоснована расчетами на устойчивость с использованием факти-
ческих расчетных характеристик сопротивления грунтов сдвигу,
слагающих откосы. При расчетах устойчивости следует учитывать
чч
на гребне откосов нагрузки от машин, материалов и грунтовых
отвалов.
При отрывке котлованов с наклонными стенками возрастает
объем земляных работ.
В практике дорожного строительства котлованы под фунда-
менты мостов обычно устраивают с вертикальными стенками и
креплениями, что позволяет уменьшить размеры котлована в
плане, размыв грунта у фундамента, обеспечить его большую
заделку в грунте и уменьшить приток воды в котлован. Наибо-
лее распространены в строительной практике закладные и шпун-
товые крепления.
Таблица 4.1
Виды грунтов г Отношение высоты откоса к заложению при глубине котлована, м
до 1,5 1,5... 3 3... 5
Насыпные неуплотненные 1 : 0,67 1 : 1 1 : 1,25
Песчаные и гравийные влажные 1 :0,50 1 : 1 1 :1,25
Супесь 1 :0,25 1 :0,67 1 :0,85
Суглинок 1 :0 1 :0,50 1 :0,75
Глина 1 :0 1 :0,25 1 :0,50
Лессовый (сухой) 1 :0 1 :0,50 1 :0,50
4
Закладные крепления применяют в тех случаях, когда уровень
подземных вод (УПВ) расположен ниже дна котлована. В устой-
чивых грунтах можно использовать закладные крепления и при
небольшом подпоре подземных вод (меньше 1 м). Закладные
крепления устраивают и при положении УПВ выше дна котлова-
на в случаях, когда предусматривается глубинное водопониже-
ние, например с помощью иглофильтровых установок. Закладные
крепления изготовляют полностью из дерева (рис. 4.3) или с
применением металлических двутавровых балок (рис. 4.4).
В связных устойчивых грунтах при ширине котлованов до 3 м
и небольшой их глубине можно обойтись без постановки стоек
по короткой стороне котлована (см. рис. 4.3). Если ширина кот-
лована не превышает 6 м, стойки короткой стороны можно удер-
живать подкосами (рис. 4.5, а). При более широких котлованах
нужно применять распорки, поставленные в обоих направлениях
(рис. 4.5, б).
В грунтах, способных держать вертикальные откосы, деревян-
ные закладные крепления устанавливают сразу же после отрыв-
ки котлована на полную глубину. В малоустойчивых грунтах
крепления монтируют по мере отрывки котловайа в несколько
приемов. В последнем случае по достижении проектной глубины
котлована временные распорки и короткие стойки можно заме-
нить постоянными.
78
При использовании креплений по схеме, показанной на рис. 4.4,
предварительно по периметру котлована забивают двутавровые
балки и по мере разработки котлована устанавливают доски. При
большой глубине котлована устанавливают один и реже несколь-
а)
Рнс. 4.3. Деревянное закладное крепление:
а — разрез; б — план; в — схема для расчета досок; г — схема для рас-
чета стоек; д — схема для расчета распорок; 1 — доски крепления; 2 “
стойки; 3 — распорки
ко ярусов распорок. Крепления этого типа широко применяют
при строительстве открытым способом в неводоносных грунтах
тоннелей метрополитенов и подземных переходов.
Шпунтовые крепления устраивают в тех случаях, когда уро-
вень подземных и поверхностных вод расположен выше дна кот-
лована. Такое крепление состоит из основных вертикальных эле-
ментов — шпунтин, системы обвязок, распорок или анкеров, при-
дающих всему креплению надлежащую прочность и устойчивость
(рис. 4.6).
Шпунтовое ограждение служит не только для удержания стен
котлована в вертикальном положении на период производства
работ, но и препятствует попаданию грунтовой воды в котлован.
Для этого поперечному сечению шпунтин придают специальную
форму, обеспечивающую их плотное соединение, и заглубляют
шпунт ниже дна котлована.
По условиям расположения в водоносном слое шпунтовая
стенка может не перекрывать (рис. 4.6, а) или перекрывать (рис.
79
4.6, б) этот слой. В первом случае вода может поступать в кот-
лован в основном через дно. Во втором случае она может про-
никать только через неплотности шпунтовой стенки. Вторая схе-
ма более желательна, так как при ней упрощается водоотлив.
Но применять ее целесобразно тогда, когда водоупор залегает
Рис. 4.5. Распорное крепление
широких котлованов:
1 — СТОЙКИ; 2 — ПОДКОСЫ; 3 —
доски; 4 — распорки; 5 — дере-
вянные сван
Рис. 4.4. Ограждение откоса котло-
вана свободно стоящим закладным
креплением:
1 — забиваемые металлические стойки из
двутавров; 2 — доски; 3 — клинья; 4 —
брусок
на глубине, которая может быть достигнута шпунтом. Если водо-
упор залегает на большой глубине, то используют первую схему.
Заглублять шпунт ниже дна котлована необходимо не только
по условиям его гидравлической работы, но и для обеспечения
устойчивости шпунта.
Шпунтовые ограждения можно устраивать свободно стоящими,
с распорками или анкерами (рис. 4.6, в, д). Устройство шпунтово-
го крепления по схеме рис. 4.6, г дает возможность уменьшить
длину шпунта. По роду материала шпунтовые стенки бывают
деревянные, металлические и железобетонные.
Деревянные шпунтовые стенки устраивают обычно при глуби-
не котлована не более 5 м, так как длина досок и брусьев, иду-
щих на изготовление шпунтин, ограничена 6,5...8,5 м. Такой вид
ограждения применяют в грунтах, обладающих невысокой проч-
ей
ностью при отсутствии в них камней, затонувших деревьев и т. п.
Очень трудно погрузить деревянный шпунт в гравелистые и га-
лечниковые грунты, а также глинистые твердой консистенции.
Недостатком деревянного шпунта является также затруднитель-
ность его многократного использования.
Рис. 4.6. Различные случаи устройства шпунтовых ограждений котлованов:
1 — шпунт; 2 —» обвязка; 3 — распорка; 4 — анкерная тяга; 5 — анкерная свая нлн
стенка; 6 — водоупор
Шпунт с треугольным гребнем обеспечивает меньшую плот-
ность соединения, чем шпунт с прямоугольным гребнем (рис. 4.7).
Для создания большей водонепроницаемости и ускорения рабрт
шпунт следует забивать пакетами из 2...5 свай, сплоченных плот-
но скобами через 1...1,5 м (рис. 4.8). Вверху пакета устанавли-
Рис. 4.7. Типы деревянного шпунта
вают бугель, который предохраняет голову шпунтовой сваи от
повреждения при забивке. Нижняя часть шпунта заострена для
облегчения его погружения.
При устройстве шпунтового ограждения по периметру котло-
вана забивают маячные сваи (рис. 4.9) и устанавливают направ-
81
ляющие схватки. Забивают шпунт гребнем вперед во избежание
попадания грунта в его паз.
Металлический шпунт применяют для ограждения глубоких
котлованов (обычно при глубине более 5 м), а также в трудно-
проходимых грунтах и при меньшей глубине котлована. Благода-
Рис. 4.8. Пакет из двух шпунтин:
а — внд сбоку; б — деталь заострения; в — деталь головы пакета
ря малой толщине стенок и высокой прочности стальной шпунт
можно погружать на некоторую глубину даже в мягкие скальные
грунты. Металлический шпунт используют многократно.
Соединения металлических шпунтин обеспечивают его мень-
шую водопроницаемость по сравнению с деревянным. Замки
плоского металлического шпунта способны выдерживать значи-
тельные растягивающие усилия. Из металлического шпунта мож-
но устраивать ограждения, имеющие криволинейные очертания в
плане, так как соединения позволяют взаимно поворачивать шпун-
товые сваи до 10°.
Погружают металлический шпунт с целью сохранения его про-
ектного положения в направляющих. Последние выполняют в ви-
де парных схваток, прикрепленных к маячным сваям, забитым по
82
обе стороны от шпунтово-
го ограждения. Для уст-
ройства криволинейных
ограждений применяют
направляющие шаблоны.
Шпунт забивают молота-
ми, а также погружают с
помощью вибропогружа-
телей.
Технические характе-
ристики стального шпун-
та, изготовляемого в на-
шей стране, приведены в
табл. 4.2, а профили
шпунта изображены на
рис. 4.10.
Рис. 4.9. Конструкция деревянной шпунтовой
стеики:
1 — болт; 2 — маячная свая; 3 шпунт; 4 — на-
правляющие схватки; 5 — временная прокладка
Таблица 4.2
Профиль шпунта Условное обозначение профиля Площадь сечения, см2 Масса 1 м, кг Момент инер- ции, см4 Момент со- противления, см3
ШП-1 82 63,9 332 73
961 188,5
Плоский ШП-2 39 30 80 28
482 136
ШК-1 Л* J 49,9 730 114
Корытный . 64 2992 402
ШК-2 57,8 2243 260
74 10420 843
шд-з 78 60,9 7600 630
Зетовый
ШД-5 119 92,8 20100 1256
Л-IV 94,3 4640 405
74 39600 2200
Типа «Ларсен» л-v 127,6 6243 461
100 50943 2962
Примечание. В знаменателях приведены моменты инерции н сопротив-
ления 1 м стенкн при учете совместной работы шпунтовых свай на изгиб. Ос-
тальные характеристики даны для одной шпунтовой сваи.
83
йа рис. 4.11 Показана конструкция ограждения на металли-
ческого Шпунта типа Л-V с одним ярусом распорок. Обвязка, рас-
порки и подкосы образуют распорную раму, являющуюся допол-
нительной опорой для шпунтовой стенки/
Prfc. 4.10. Профили металлического 1пйуйта
Железобетонный шпунт для ограждения временных котлова-
нов используют редко. Его применяют обычно в тех случаях, ког-
да ой служит Составной частью постоянного сооружения.
Недостатками железобетонных шпунтов являются их большая
масса, значительные размеры поперечного сечения, что затруд-
няет погружение ня в тяжелые грунты по сравнению с металли-
ческими.
Выбор тина и схемы крепления. Тип крепления (шпунтовое
или накладное) и его материал выбирают На основе данных, из-
ложенных выше при описании конструкций креплений и области
их применения.
Выбор схемы крепления заключается в определений, будет ли
крепление свободно стоящим, о одним Или несколькими ярусами
распорок или анкеров. При ограждении стен котловайов под фун-
84
Рис. 4.11. МетйЛйичеакоё ш«уй4ейвё сй-разкдеййе йдтлваш t pit*
й£фйЫм крШМЙбМ!
даменты транспортных сооружений, имеющих небольшую глубину,
необходимость использования свыше двух ярусов распорок или
анкеров возникает редко.
Преимуществами свободно стоящих креплений (см. рис. 4.4,
4.6, а) являются простота устройства и то, что они не мешают
производству работ внутри и вне котлована. При этом не огра-
ничиваются размеры котлована в плане. Недостаток таких ограж-
дений заключается в повышенном расходе металла стоек или
шпунта, поскольку их сечения и глубины забивки ниже дна кот-
лована получаются большими, чем для креплений с распорками
или анкерами.
Для свободно стоящих закладных креплений с металлически-
ми стойками наибольшая глубина котлованов обычно ограничи-
вается 4 м. Эту глубину можно увеличить применением широко-
полочных двутавров или привариванием к полкам обычных дву-
тавров стальных полос в части стоек, забиваемой ниже дна кот-
лована.
В несвязных грунтах при расположении УПВ вблизи поверх-
ности наибольшая глубина Я котлована со свободно стоящим
шпунтовым креплением (см. рис. 4.6, а) из наиболее тяжелого
профиля Л-V при изменении расчетного угла внутреннего трения
грунта <pi в пределах от 30 до 40° составляет 4...5 м. При ббль-
шей глубине котлована сечение шпунта не проходит по прочности
на изгиб. При расположении УПВ ниже поверхности, а также в
связных грунтах, обладающих значительным сцеплением, глуби-
на котлована со свободным шпунтовым ограждением может быть
и больше указанных выше предельных значений.
Наибольшая глубина котлована в водонасыщенных несвязных
грунтах с углами <pi = 30„.40° со шпунтовым ограждением из про-
филя Л-V и одним ярусом распорок или анкеров (см. рис. 4.6, б),
расположённым на уровне поверхности (H—t), составляет 6,4...
7,6 м. Некоторого увеличения этой глубины можно достигнуть
понижением уровня распорок или анкеров (уменьшением t).
При глубине котлована >7 м обычно необходимо из условия
прочности шпунта устройство двух и более ярусов распорок или
анкеров (см. рис. 4.6, в).
С постановкой распорок или анкеров и с увеличением коли-
чества их ярусов уменьшаются сечение шпунта или стойки и глу-
бина забивки, а следовательно, снижается и стоимость этих эле-
ментов. Но при этом требуются дополнительные затраты и воз-
растает расход металла на устройство распорок или анкеров.
Поэтому вопрос о количестве ярусов распорок (анкеров) должен
окончательно решаться путем сравнения по технико-экономиче-
ским показателям нескольких вариантов ограждения с различным
числом ярусов распорок. Также должно выбираться и оп-
тимальное по высоте ограждения положение распорок или анке-
ров.
86
При выборе системы крепления — распорного или анкерного —
необходимо учитывать, что распорные крепления применимы для
нешироких котлованов (обычно шириной до 8...10 м), так как с
увеличением ширины котлована осложняется устройство распор-
ных конструкций и возрастает их стоимость. Для Широких кот-
лованов, а также в тех случаях, когда распорки мешают работам
в котловане, устраивают крепления с анкерными сваями, стен-
ками (см. рис. 4.6, д) или плитами. При затруднении в устрой-
стве анкерных стеи и плит могут быть использованы инъекцион-
ные анкеры, которые находят широкое применение для крепления
ограждений глубоких котлованов, сооружаемых способом «стена
в грунте».
Определение давления грунта и воды на ограждения. Для рас-
чета закладного и шпунтового ограждений необходимо определить
давление грунта с наружной и внутренней сторон ограждения и
построить эпюры давлений. Ограждения временных котлованов1
глубиной до 7...8 м рассчитывают на активное ра и пассивное ра
давления грунта, определяемые для его предельного напряженно-
го состояния по правилам, излагаемым в механике грунтов. Эпюры
давления грунта строят одинаково для закладных и шпунтовых
ограждений независимо от наличия распорок или анкеров. Дав-
ление грунта на ограждения глубоких котлованов (более 7...8 м)
находят с учетом полученных для таких ограждений опытных
данных, отличающихся от результатов теории предельного нап-
ряженного состояния грунта.
Давление грунта на ограждения определяют по расчетным
характеристикам сопротивления грунта сдвигу <рг и сь расчетному
удельному весу уь используемых в расчетах по первой группе
предельных состояний.
При определении давлений грунта на ограждения руководству-
ются общим правилом, согласно которому боковое давление грун-
та, обусловленное его внутренним трением, на любой глубине
равно вертикальному давлению рв на той же глубине, умноженно-
му на коэффициент активного Ла или пассивного Лп давлений:
Paf=^ Рв^О> Рп?==Л\1‘ (^’•1)
Коэффициенты Ла и Лп можно определить по графикам на рис.
4.12 в зависимости от угла внутреннего трения грунта <pi и угла
трения грунта о поверхность крепления фо- Значения ф0 при рас-
чете устойчивости и прочности металлических стоек закладных
креплений, а также металлического шпунта (кроме плоского про-
филя) принимают в пределах от <pi/3 до <pi/2, а для деревян-
ного и плоского металлического шпунта — в пределах от 0 до
Ti/3.
Вертикальное давление на данном уровне вычисляют путем
суммирования внешнего давления (нагрузки) иа поверхности и
87
давлений от собственного веса вышележащих слоев грунта
п
(4.2)
где q — внешняя распределенная нагрузка; уп — расчетный удель-
ный вес i-ro слоя грунта; hi — мощность слоя; yw— удельный вес
воды; h'w — толщина слоя воды над водоупором.
В выражении (4.2) для несвязных грунтов, а также супесей,
суглинков и глин консистенции от мягкопластичной до текучей,
Рис. 4.12. Значение коэффициентов для определеиия го-
ризонтального давления грунта на вертикальную стенку:
а — активного: б — пассивного
залегающих ниже уровня вод, удельный вес уп принимают с уче-
том взвешивающего действия воды. Для полутвердых и твердых
глин и суглинков взвешивающее действие воды не учитывают.
Последнее слагаемое в выражении (4.2) учитывают только при
определении давления грунта ниже кровли водоупора. Водоупо-
ром можно считать глины и суглинки твердой и полутвердой кон-
систенции.
При определении давления связных грунтов необходим учет
сцепления. Сцепление снижает активное давление грунта на вели-
чину
(4.3)
и повышает пассивное сопротивление грунта на величину
Pnc=Ci(Xn— D/tg<Pi, (4.4)
где Ci — расчетное сцепление грунта.
88
Эти составляющие должны быть суммированы (со своими
знаками) с составляющими давлений, обусловленными внутренним
трением грунтов, определяемыми по выражениям (4.1).
С наружной стороны ограждения строят эпюру активного дав-
ления грунта, а с внутренней ниже дна котлована — пассивного
давления.
В однородном несвязном грунте эпюры давления строят наи-
более просто (рис. 4.13, а). В однородном связном грунте эпюры
давлений имеют вид, изображенный на рис. 4.13, б. При рас><7Ла
Рис. 4.13. Эпюры давлений грунта на ограждение
ограждение в пределах Ло не испытывает давления грунта (рис.
4.13, в). Величина Ло= (рас—/(yiXa).
Давление воды на шпунтовые ограждения учитывают в преде-
лах толщи свободной воды (когда шпунт одновременно выполняет
роль перемычки) и в водопроницаемых грунтах, расположенных
ниже горизонта вод (все несвязные грунты, глинистые грунты
консистенции от текучей до мягкопластичной). Давление воды воз-
никает в том случае, когда имеется разность ее уровней вне и
внутри ограждения. В пределах этой разности по глубине дав-
ление изменяется по линейному закону, а ниже результирующее
давление остается постоянным (рис. 4.14). Наибольшее значение
давления вычисляется как
Рда=У®Ао„ (4.5)
где hw — разность уровней воды вне и внутри ограждения. В про-
цессе водоотлива эта разность увеличивается (см. рис. 4.14, а).
На конечной стадии Ли, равна разности отметок горизонта поверх-
ностных или подземных (рис. 4.14, б, в) вод и дна котлована.
Давление воды по глубине учитывается до кровли водоупора или
89
по всей глубине ограждения, когда шпунт не доходит до водоупо-
ра. В тех случаях, когда дно котлована расположено в водоупо-
ре, расчет шпунтового ограждения выполняют и для схемы, в
которой учитывают одностороннее давление воды на стенку ниже
кровли водоупора на глубину образования промежутка между
грунтом и стенкой вследствие ее деформации.
Рис. 4.14. Схемы для определения давления воды на
ограждение
Расчет закладного крепления. Элементы деревянных крепле-
ний простейшего типа рассчитывают в соответствии со схемами,
приведенными на рис. 4.3. В креплении с металлическими стой-
ками рассчитывают доски, стойки и распорные или анкерные
устройства.
Расчет досок. Доски крепления рассчитывают на активное
давление грунта ра как балки на двух опорах пролетом 1\, равно-
му расстоянию между стойками (см. рис. 4.3 и 4.4). Для крепле-
ния неглубоких котлованов в однородном грунте рассчитывают
нижние доски, где давление грунта имеет наибольшее значение.
Толщину доски б принимают не менее 4 см и определяют в
зависимости от наибольшего изгибающего момента Л4Шах и рас-
четного сопротивления древесины на изгиб Ru- Наибольшее рас-
стояние 1\, соответствующее полному использованию прочности
материала досок, можно определить из равенства Mmax—Ru^>
подставляя в него Mmax=PabPJS; W=t>2b/6
(4.6)
При расчете досок крепления угол трения грунта о доски фо
обычно принимают равным нулю. Для нижней доски рОф=(д+
Расчет свободно стоящих стоек. Расчет стойки за-
ключается в определении необходимой глубины ее забивки из
90
условия устойчивости грунта и проверке сечения на прочность
при изгибе. Сечение стойки предварительно назначают.
Рассмотрим вначале расчет жесткой стойки, забитой в несвяз-
ный грунт и нагруженной на некоторой высоте 1о горизонтальной
силой Fh- Под действием силы стойка поворачивается вокруг точ-
ки d (рис. 4.15, о). Выше этой точки на стойку слева будет дей-
ствовать активное давление грунта, а справа — пассивное, а ниже
точки d — наоборот. При этом для упрощения расчета справа и
Рис. 4.15. Схемы к расчету свободно стоящих стоек, нагру-
женных горизонтальными силами
слева строят эпюры разностей пассивного и активного давлений.
При расчете стоек на устойчивость обычно используют рас-
четную схему, изображенную на рис. 4.15, а. Эту схему можно
еще более упростить. Для этого дополним эпюру давления тре-
угольником dzF справа и равновеликим треугольником de'F'—
слева. Распределенную нагрузку в треугольниках dMN и de'F'
заменим их равнодействующей сосредоточенной силой Rn, прило-
женной в точке d.
В действительности RB будет приложена несколько ниже, так
как площадь и высота треугольника dz'F' несколько меньше пло-
щади и высоты треугольника dMN. Но это допущение мало влия-
ет на результат и идет в запас устойчивости. В результате полу-
чим более простую в расчетном отношении схему, изображенную
на рис. 4.15, б.
При связном грунте расчетная схема стойки будет иметь вид,
изображенный на рис. 4.15, в, где Ло=Рас/(у1Л.а).
При глубине забивки стойки h' устойчивость ее в грунте оце-
нивают по условию
Ыа<НММи, . (4.7)
91
где Ма — момент относительно тонки поворота всех активных (оп-
рокидывающих) сил (в схемах на рис. 445, б н и относительно
тонки 4), действующих слева (сила Л» и активное давление грун-
та); ?г — коэффициент условий работы; уп — коэффициент надеж-
ности; Мц — момент пассивных (удерживающих) сил относитель-
но той же точки, действующих справа (пассивное давление
грунта).
В предельном случае выражение (47) можно представить в
виде равенства нулю суммы моментов всех сил относительно точ-
ки поворота
М^-М^О, (4.8)
где щрвуг/у^.
При использовании зависимости (4.8) дли определения глуби-
ны забивкн стойки рбобщенныйоКоэффициент то можно учитывать
в виде множители перед и Рис-
Из выражения (4-8) для схемы на рис. 4,18, я в случае связ-
ного однородного грунта после преобразований получим уравне-
ние третьей степени для определения расстояния от поверхности
Грунта до точки поворота
4» _l .. W-wthW ho _ _6fLt _
Yi (mp4 - M Mi (m04 - M
------ед, -г... —=0. (4.9)
(wp^n----------------------------------— ^0
Уравнение (4-9) справедливо при ho<h- При несоблюдении этого
условия уравнение для определения h получается из (4.9) f если в
нем принять ^0- Из уравнения (4.9) как частный случай при
Яте ** 0 и Лр”? 0 получается и уравнение для определения й в не-
связном грунте, соответствующее схеме на рис. 446, б.
Стойка под действием горизонтальных сил работает в услови-
ях пространственной задачи, вовлекая массив грунта, ширина
которого превышает ширину стойки. Это можно учесть, используя
расчетную ширину стойки 6р- Вопрос о величине йр стоек, рас-
считываемых по предельной стадии работы грунта, изучен в на-
стоящее время еще недостаточно- Имеются предложения прини-
мать где b — фактическая ширина стойки (ширина
полки двутавра); о — постоянная добавка к ширине. Так, при
расчете двутавровых стоек креплений с одним ярусом распорок
Инструкцией ДСП 173—78 рекомендуется о=0,3 м. Имеются
рекомендации принимать йр в зависимости от заглубления стойки
в грунт й. Известна линейная зависимость йр=й+йсй. ВСН 173—
78 рекомендуют для свободно стоящих стоек креплений
*«0,5tg»pi. Вели исходить из последней зависимости для йр, то
88
при подстановке eft в уравнение (4.9) поручим уравнение четвер-
той степени для определения h
М> - W+ [Зй₽ (зд,. -f-Xffy^Q)+Yj* “ Ml +
+3 [/WoArc+M A (b - Мд) J b9 - [б/5* 4ЛМ &b - kftf0)] b -
№я~ PgS
—6/Vo+Mi^^O- (4..Ю)
Уравнения (4-9) и (4-10) имеют одни положительный вещест-
венный корень- Решить ни можно
по стандартным программам на
ЭВМ, методом подбора иди с
применением рекуррентной Фор-
мулы Ньютона и использованием
микрокалькуляторов.
Полную глубину погружения
стойки практически можно при-
нимать /г =* 1,2ft.
Для расчета стойки на проч-
ность необходимо определить
максимальный изгибающий мо-
мент Mm»», который будет дейст-
вовать в сечении, где поперечная
сила Qf^O. Для стойки, погру-
женной в связный грунт, если со-
блюдается неравенство /ч<
<(pnshatO,M^)bj!, ТО опас-
ное сечение будет находиться и V
пределах глубины йв, в против-
ном случае—ниже этой глубины.
В первом случае координату се- Р»₽- 4 IB. с»ма в расчету свобрдно
нения с максимальным моментом стоящвл mlкредле-
опредвляют по формуле * ’ ” ” рут
fyg-
*
гм—(jZ Ай;) | (Y|Xp), (4-11)
а максимальный момент
Л4тн ₽= А* (/о+*м) - АН&М “ №№
Расчетная схема для стойки закладного крепления в связном
грунте, когда составляющая активного давления за счет сцепле-
ния меньше давления от внешней нагрузки изображена
на рис. 446. Эпюры давления грунта для упрощения расчетов
разбивают на прямоугольные и треугольные участки. Силу дав-
ления гь приложенную в центре тяжести любого участка, опре-
деляют как произведение его площади на расчетный размер в
поперечном направлении. Этот размер для участков, расположен-
»з
ных выше дна котлована (при определении сил Fi и F2 на рис.
4.16), равен шагу стоек I (см. рис. 4.4), а для участков, распо-
ложенных ниже дна котлована, — Ьр (при определении сил
F3...F6).
Рассмотрим вывод зависимости для h при bp=b+kch. Соста-
вим сумму моментов всех сил относительно точки поворота d и
приравняем ее нулю в соответствии с условием (4.8)
(^ - Рас) HI <Я/2 + й) + 0,5kaYl№Z (Я/3+А)+{Ха (Yl/y+д) _ Ас] X
X (Ь 4- Асй) й2/2 -f- Y1ko (й 4- Асй) й3/6 — тйр^ {Ь 4- Асй)/2 —
— Yi^oXn(&4-M) й3/6=0.
Отсюда после преобразований получим уравнение для определе-
ния h
4-{Ylh(CToXn—M-3Ac[(YlH+^Аа—Рас—™оРПс]}Л3—
— 3b [(YiAf 4-q) \a — pac — mop„c] й2 — ЗЯ/ [(Yl// 4-2<y) ka — 2pac] й —
-Н21[(у{Н^-ЗдПа-Зрас]^0. (4.13)
Принимая в (4.13) Рас=Рпс=0, получим как частный случай
уравнение для определения h в несвязном грунте применительно
к эпюрам давления грунта на рис. 4.13, а
<Л!Ь) й<4- [ 1 - (ЗАС/Й) (Н 4-?/Yl) р] й3- 3 (Н4-^/Yl) рй2-
- ЗНп. (Н 4- 2q^) рй - Н2п (Н 4- 3^/Yl) р = 0, (4.14)
где п—ЦЬ; P=Xa/(zn0Xn—Ю-
Аналогично выводится и уравнение для расчета стойки в связ-
ном грунте при наличии ho в соответствии с эпюрами давления
грунта на рис. 4.13, в
kcVi (тоК — Хв) й44- JVi& (т0Хп — ла) 4- 3/n0Acp,I(. — 3AcYl\, (77 — й0)] й3 —
— 3b fY1Xa (# — й0) — mQpne] й2—3Y1Xa/ (Н — й0)2 й — YlXa (Н — й0)3/ =0.
(4.15)
Из уравнений (4.13)...(4.15), приняв Ас = 0, b = bp, легко полу-
чить уравнения третьей степени для определения h в случае, ког-
да расчетная ширина йр стойки не зависит от глубины й.
После определения й из уравнений полную глубину забивки
стойки практически вычисляют как h'—\,2h.
Координату сечения с максимальным моментом в стойке для
схемы на рис. 4.16 находят по формуле, полученной из условия
равенства нулю в этом сечении поперечной силы,
Z =\/~Г А»с + Рас — МУ|М + <П I2 А/1(2? + Vi#) Ха — 2рас]
• . Yl(^n — W . йрУ1(^п“^а)
94
_ ^11С 4* ^ас — (Yi^ 4- & • ?4 16)
Yi(*n-M
Максимальный изгибающий момент, выраженный через zK,
МтЫ=НЧ (,q'Ka]2 - рас/2 4- Yi^e^/б) -Н НI (q\a - paz +Y^a///2)zM-
— МАк+Лс — МТ!# <4-17>
При несвязном грунте в формулах (4.16) и (4.17) принимают
Рпс = Рас ~ 0.
Для стойки в связном грунте при наличии ho
г _ I / Г ^пс - YiXa (Я - ftp) ]2 . Аа (// - Ар)2 _
м г L Yi(x„-xe) J м*п-м
/
Рас YiXa (// Aq) , (4 18)
)’!(Хп-Ха) ’
Afmax=Yixa (# — AoW+y{Ka(H — h^lz^ — b9[pnz — у^ДН — Ао)] X
X 4/2 - тЛ (Хп - и 4/6. (4.19)
Расчет стойки закладного крепления при нали-
чии распорки или анкера. При расчете стойки будем ис-
ходить из свободного опирания ее нижнего конца на грунт. Рас-
четная схема такой стойки отличается от схемы для свободно
стоящей тем, что точка поворота стойки в момент потери устой-
чивости грунта расположена на уровне оси распорки или анкера.
В этом случае силы 7?п не будет, a h означает полную глубину
погружения стойки ниже дна котлована. Эпюры же давлений
грунта остаются такими же.
Расчетная схема для стойки в связном грунте при pvc^q^a
изображена на рис. 4.17, а. Приравняв сумму моментов всех сил
относительно точки О [условие (4.8)] и приняв Ьр, не зависящей
от h, получим уравнение для определения h
Yi (/я0 Хп — ХЛ) Л3 4-1,5 [у(m0Xn — XJ moprtc 4- рас — Ха (ухН 4~ ?)] А2 4~
4- 3/ \rrioPac+Рас ~ К (Yi# + ?Я А — ЗН1 \(q\a — paz)(t — H /2) 4-
4-keYi^ V - H /3)/2]/Ар=0. (4.20)
При несвязном грунте ('рПс=Рас=0) из (4.20) получим
A34-l,5I^^(A/4-7/Yi)]A2-3/₽(A/4-?/Yi)A-
-3/fnp[(^///2)^/Yi4-//(/-///3)/2]=0. (4.21)
Аналогично получается уравнение для определения А при связ-
ном грунте и наличии ho
2yi (отохл - Ю А3 4- 3 [Y1/ (^оХд - Ха) 4" wopnc - YjM# — A0)J Л2+
95
+ 6/ [/ПоЛс - Y (Af — Ао) I л — 3YlXa (H - V [/ - (H - A0)/3] I fa = 0.
(4.22)
При расчете стойки на прочность ее рассматривают как бал-
ку иа двух опорах, нижняя условная шарнирная опора которой
располагается на глубине Л/2 от дна котлована (рис. 4.17, б, в).
При этом пассивное давление грунта ниже дна котлована в запас
прочности обычно не учитывают.
Рис. 4.17. Схемы к расчету стойки закладного крепле-
ния с одним ярусом распорок в связном грунте
Опорную реакцию R'a на уровне распорки определяют из ус-
ловия равенства нулю суммы моментов всех сил относительно
нижней условной опоры балки.
Опорную реакцию на единицу длины, действующую на обвязку
распорной или анкерной конструкции, определяют как Ra=R'a/1-
Пример 4.1. Запроектировать закладное крепление с металлическими стой-
ками для ограждения котлована глубиной 4 м. Грунт — супесь пластичная с
расчетными характеристиками сдвигу q>i —24°, 8 кПа и удельным весом
Vi“18 кН/м3. На поверхности действует распределенная нагрузка 20 кПа.
Учитывая небольшую глубину котлована и связность грунта проектируем
крейление со свободно стоящими стойками.
Для ограждения используем сосновые доски толщиной 6 = 5 см с расчет-
ным сопротивлением на изгиб /?И“13 МПа.
Определяем давление грунта на нижнюю доску по формулам (4.1) и (4.3)
при фо —0. По графику (см. рис. 4.12) устанавливаем Ха=0,41; pa—pav—
—рас“(20+18*4)0,42—8(1 —0,42)/0,4452328,22 кПа. Наибольший пролет до-
сок по формуле (4.6) /!=2-0,05К 13 000/(3-28,22) = 1,239 м.
Для стоек выбираем двутавр № 33 с шириной полки Ь=14 см, моментом
сопротивления 1ГЖ=597 см3 и расчетным сопротивлением для стали 16D
“215 МПа. Шаг стоек /“ 1,239+0,5*0,14=» 1,309 м,
96
Принимаем /==1,3 м.
При расчете стоек учитываем фо = <pi/3—24/3=8°. По графикам иа рис.
4.12 устанавливаем Ха=0,39, Хп=3,0. Вычисляем рас и рас = 8(1—0,39)/
0,44523=10,96 кПа; q*ka = 20 0,39 = 7,8 кПа. Поскольку pac>qha расстояние до
точки поворота стойки в грунте h определяем из уравнения (4.15). Вычисляем
kCi рпс и йо: Ас=0,5-0,4452=0,2226; рпс=8 (3—1)/0,4452 = 35,94 кПа; йо=
= (10,96—7,8)/( 18-0,39) =0,45 м.
Подставим значения всех величин и то = 0,8 в уравнение (4.15) 0,2226Х
X 18(0,8-3—0,39) й4 + [18.0,14(0,8-3—0,39) + 3-0,8-0,2226-35,94—3-0,2226-18х
Х0,39 (4—0,45) ] й3 — 3 - 0,14 [ 18 - 0,39 • (4 — 0,45) — 0,8 • 35,94] й*—3 -18- 0,39 • 1,3 (4—
—0,45)2й—18-0,39(4—0,45)3-1,3=0. После вычисления и преобразований полу-
чим й4+0,945й3+0,1998й2—42,84й—50,70=0.
Корень этого уравнения определим по рекуррентной формуле Ньютона.
Найдем первую производную от функции /(й) в левой части уравнения /'(й) =
= 4й3+2,839й2+0,3996й—42,84. В первом приближении примем Й1 = 4. Тогда
/(Й1) =97,71; f' (hi) =260,18; й2 = 4—97,71/260,18 = 3,62. Диалогично получим
/г3=3,55; й4 = 3,54. Поскольку два последних приближения практически совпа-
дают, расстояние до точки поворота будет й=3,54 м. Полная глубина забивки
стойки ниже дна котлована й'= 1,2й= 1,2-3,54=4,25 м. Вычисляем расчетную
ширину стойки ниже дна котлована: йр=0,140+0,2226-3,54=0,928 м.
Положение сечения стойки с максимальным моментом определим по фор-
муле (4.18)
Z1&
35,94 — 18 0,39(4-0,45) р 1,3-0,39(4—0,45)2
0,928 (3-0,39)
18(3—0,39) J
35,94 - 18-0,39 (4 -0.45)
------" |'«7 »
Максимальный момент вычисляем по выражению (4.19): AfmaI= 18-0,39Х
X 3,553 -1,3/6 + 18 -0,39 • 3,552 -1,3-1,470/2—0,928 (35,94—18 • 0,39 • 3,55) 1,4072/2—18 X
Х0,928(3—0,39) 1,4073/6= 118,6 кН-м. Требуемый момент сопротивления стойки
W* = 10е • 118,6/215 000=551,6 < 597 см3.
Двутавр № 33 удовлетворяет условию прочности на изгиб.
Расчет шпунтового крепления. Расчет шпунтового ограждения
заключается в определении сечения шпунта, глубины его забивки
ниже диа котлована и давления на распорные или анкерные уст-
ройства.
Для расчета шпунта по его длине в плайе выделяют участок,
равный 1 м. Так же как и для закладного крепления, расчету
шпунта предшествует построение эпюр активного и пассивного
давлений грунта. В отличие от расчета закладного крепления для
шпунтового ограждения еще должно быть учтено давление воды.
Расчет свободно стоящего шпунта. Расчетная схе-
ма для такого шпунта аналогична схеме для стойки закладного
крепления (см. рис. 4.16). На рис. 4.18 показана схема для рас-
чета шпунта в несвязном однородном грунте, а на рис. 4.19 — при
погружении шпунта ниже дна котлована в водоупор.
Эпюры давления грунта и воды разбивают на прямоугольные
и треугольные участки. В центре тяжести каждого участка при-
кладывают силу давления, равную площади участка, и определя-
ют плечо этой силы относительно точки d. При этом плечи сил,
4-1513 - 97
а также силы давления ниже дна котлована выражают через не*
известный размер А.
Расстояние h от дна котлована до точки поворота шпунта d
определяют путем решения кубического уравнения, получаемого
из условия (4.8), в котором в момент активных сил включают и
момент от давления воды. Полную глубину забивки шпунта ниже
Рис. 4.18. Схема к расчету свободно стоя-
дна котлована практически
принимают h'=\,2h.
Расчет шпунта при нали-
чии в основании связного
водонепроницаемого грунта,
как это изображено на рис.
4.19, выполняют по двум
расчетным схемам. По пер-
вой схеме ниже кровли связ-
ного грунта с наружной
стороны ограждения учиты-
вают активное давление
грунта (рис. 4.19, а — силы
Ге и F7). Давление воды на
кровле водоупора рассмат-
ривают как вертикальную
нагрузку интенсивностью
ywH2. Ниже кровли водо-
упора непосредственно боко-
вое давление воды на стенку
по этой схеме не передается.
По второй схеме при рас-
щего шпунта в однородном несвязном чете стенки учитывают воз-
гРУнте можность образования про-
межутка (зазора) между
грунтом и стенкой ниже кровли водоупора в результате перемеще-
ния стенки в сторону котлована. Расчетная схема для этого случая
отличается от первой схемы учетом полного одностороннего давле-
ния воды на стенку ниже кровли водоупора на глубину образова-
ния зазора ha (рис. 4.19, б — силы F't и F'7). Активное давление
грунта водоупора по этой схеме в пределах всей глубины А (силы
F6 и F7) не учитывают.
Глубину зазора от дна котлована приближенно принимают
Ап= (0,5...0,6) А. При расположении кровли водоупора выше дна
котлована значение зазора увеличивают на это превышение.
Возможность образования вертикального промежутка между
грунтом водоупора и стенкой зависит от способности грунта в;
процессе деформирования стенки сохранять устойчивое верти-,
кальное положение в пределах промежутка под действием нагру-,
зок от веса вышележащих слоев грунта и воды. Зазор будет
образовываться, если давление воды рю на уровне кровли водо-
98
упора превысит активное давление грунта водоупора рач—Рас на
этом же уровне.
Из двух значений h, установленных по обеим схемам, прини-
мают наибольшее.
Сечение шпунта устанавливают по максимальному изгибающе-
му моменту Afmax, действующему на 1 м шпунта в плане, и рас-
четному сопротивлению его материала на изгиб.
Рис. 4.19. Расчетные схемы свободно стоящей шпунтовой стенки
при заглублении шпунта ниже диа котлована в связный грунт, яв-
ляющийся водоупором:
/ — песок выше УПВ; 2 — то же, ниже УПВ; 3 — глина твердая
Для определения координаты zM сечения с Л4Шах, как и для
стойки закладного крепления, поперечную силу в сечении Qz вы-
ражают как функцию координаты z и приравнивают ее нулю.
Корень полученного таким образом квадратного уравнения и
является zM.
Расчет шпунтовой стенки с одним ярусом рас-
порок или анкеров. Расчет такой стенки, как временного
ограждения котлована под фундамент выполняют, исходя из схе-
мы свободного опирания нижнего конца стенки на грунт, без уче-
та его защемления в грунте. По этому расчету глубина забивки
шпунта в грунт получается наименьшей. Но вместе с тем воз-
растают изгибающие моменты в стейке и усилия в анкерах или
распорках.
При учете защемления нижнего конца стенки в грунте увели-
чивается глубина пЪгружения шпунта, но моменты в стенке и
4* - 99
усилия в распорках получаются меньшими по сравнению со схе-
мой свободного опирания. Методы расчета, учитывающие защем-
ление конца стенки в грунте (например, метод упругой линии),
рассматривают в курсах гидротехнических сооружений и специ-
альных работах.
Рис. 4.20. Схемы к расчету шпунта в несвязном грунте с распоркой
При расчете по схеме свободного опирания конца стенки, как
и для стойки закладного крепления, полную глубину забивки
шпунта в грунт h ниже дна котлована определяют из условия
равенства нулю суммы моментов всех сил, включая в активные
силы и давление воды, относительно точки вращения О [условие
(4.8)], расположенной на уровне распорок или анкеров (рис.
4.20, а). Из этого условия получают кубическое уравнение отно-
сительно h.
Эпюры давления грунта и воды строят так же, как и для сво-
бодной стенки (см. рис. 4.18 и 4.19). Но в данном случае не учи-
тывают силу Rn.
В пределах слоя связного водонепроницаемого грунта в осно-
вании следует рассматривать две расчетные схемы нагрузок на
стенку: первую с учетом активного давления грунта и вторую —
с учетом только гидростатического давления, как и для случая
свободной стенки (см. рис. 4.19).
При определении изгибающих моментов в шпунтовой стенке
и усилия, действующего на распорное или анкерное устройство,
стенку рассматривают как балку на двух шарнирных опорах.
100
Одна опора располагается на уровне распорок или анкеров, а вто-
рая (условная) — на глубине 0,5 h. Нагрузками на такую балку
являются активное давление грунта и воды выше уровня условной
опоры (рис. 4.20, б). Пассивное давление грунта и давление воды
с внутренней стороны стенки ниже дна котлована в пределах
высоты h/2 в запас прочности не учитывают.
Линейную реакцию Ra на шпунт (давление на распорные или
анкерные устройства) определяют из условия равенства нулю
суммы моментов всех сил относительно нижней условной опоры
балки.
Положение сечения в шпунте с максимальным моментом Afmax
(рис. 4.20, в) находят из условия равенства нулю поперечной
силы в этом сечении. Afmax определяют как сумму моментов всех
сил выше опасного сечения относительно этого сечения, включая
и момент от силы Ra-
Расчет шпунта с двумя и более ярусами распо-
рок или анкеров. Глубину забивки шпунта h ниже дна кот-
лована с двумя и более ярусами распорок определяют с учетом
давлений грунта и воды, учитываемых для конечной стадии веде-
ния работ (рис. 4.21, а). Для этого вычисляются суммы моментов
Ма, Ма, Mw сил активного, пассивного давления грунта и давле-
ния воды, действующих ниже уровня последнего яруса распорок,
относительно точки О', расположенной на этом уровне. Далее рас-
чет в запас устойчивости можно вести, исходя из зависимости
(4.8), считая, что стенка имеет условный разрез в точке О'.
При учете неразрезности стенки на этом уровне глубину за-
бивки определяют из условия
Ма + М„ =(уг/уп) (7ИП + W (4.23)
где Wx и Ry — момент сопротивления 1 м в плане сечения шпун-
товой стенки и расчетное сопротивление материала шпунта. Пра-
вая часть равенства (4.23) справедлива, если 2М'а+М'в>WxRy,
где М'а и М'в — моменты активного давления грунта и воды, дей-
ствующие на стенку выше точки О' относительно этой точки. При
несоблюдении этого неравенства в правой части (4.23) вместо
WxRy учитывают 2М'а+М'в.
Из зависимостей (4.8) или (4.23) получают кубическое урав-
нение для определения h.
Изгибающие моменты в шпунте и усилия, действующие на
распорные (анкерные) конструкции, могут быть определены так-
же по конечной стадии работ. Стенку в этом случае рассматри-
вают как неразрезную балку. Крайнюю условную опору балки
размещают на расстоянии й/2 от дна котлована. Из расчета бал-
ки находят изгибающие моменты в шпунте и усилия, действую-
щие на распорные конструкции, как опорные реакции балки (см.
рис. 4.20, б). Сечение шпунта устанавливают по Л1тах-
101
Прочность и устойчивость шпунта должна быть обеспечена на
любой стадии ведения работ. Так, для ограждения с двумя яру-
сами распорок необходимо рассмотреть его работу на стадии I,
Щ Конечная стадия
Рис. 4.21. Схемы к расчету шпунтовой стенки с двумя ярусами распорок
соответствующей разработке грунта в котловане до уровня, при
котором устанавливают вторую распорную раму (рис. 4.21, в и г).
Значение tp принимают из условий удобства ее установки (1...
1,5 м).
102
В этой стадии шпунт рассчитывают как с одним ярусом рас-
порок. Проверяют достаточность заглубления шпунта ниже уров-
ня дна котлована при его глубине Hi. Принимают йР1=/2+Л—tp
и, исходя из эпюр давлений грунта и воды на этой стадии, опре-
деляют моменты всех активных сил (давление грунта и резуль-
тирующее давление воды) и пассивных сил давления грунта отно-
сительно точки О, расположенной на уровне распорок первого
яруса. Устойчивость шпунта будет обеспечена, если соблюдается
условие (4.7). При невыполнении этого условия значение ftpi уточ-
няют расчетом на нагрузки, действующие на шпунт в этой стадии
при наличии одной верхней распорной рамы. Необходимо также
определить максимальный изгибающий момент в шпунте Afimax
как в балке на двух опорах (рис. 4.21, г) и сопоставить его с
моментом Afjtmax, найденным по конечной стадии работы шпунта
(рис. 4.21, б). Если Mimax>MbmiX, то сечение шпунта должно быть
ВНОВЬ установлено ПО Afimax-
Более точно изгибающие моменты в шпунте и усилия, дейст-
вующие на распорные рамы, могут быть определены с учетом
этапности включения в работу распорных конструкций. В этом
случае глубину забивки шпунта определяют так, как рассмотрено
выше в соответствии со схемами на рис. 4.21, а и в. Если вторая
распорная конструкция устанавливается без специального конт-
ролируемого предварительного напряжения (что имеет место в
большинстве случаев на практике), то она будет работать только
на дополнительные усилия, возникающие в шпунте при увеличе-
нии глубины котлована со значения Н\ до Н. В этом случае на
шпунт как на неразрезную балку будут действовать давления
грунта и воды, равные разностям полных давлений и давлений
на стадии I (рис. 4.21, д). Эти нагрузки будут приложены только
к крайнему пролету балки (рис. 4.21, е). При этом опорная реак-
ция Rah на уровне верхней распорной рамы будет иметь обрат-
ный знак.
Результирующие моменты в шпунте определяют путем сум-
мирования моментов (с учетом их знаков) на стадиях I и II (рис.
4.21, дас), т. е. Afp=Afi+Afn. Если Afprnax>Afimax, то сечение шпун-
та устанавливают по суммарному моменту. Конечное усилие, дей-
ствующее на верхнюю распорную раму, будет Rap = Rai+Raii-
Поскольку Rah имеет знак минус, то распорная рама верхне-
го яруса должна быть рассчитана на наибольшее усилие Rai-
Если |Яап|>Яаь конструкция рамы должна воспринимать и
усилие обратного знака, равное Rap- Нижняя распорная рама в
этом случае воспринимает только усилие Rbii-
Проектирование распорных устройств. Проекти-
рование распорных устройств заключается в выборе схемы распор-
ной рамы, в расчете и конструировании ее элементов и узлов.
Конструкция распорной рамы включает в себя следующие основ-
ные элементы: обвязку, распорки и подкосы, опорные кронштей-
103
ны (столики), а также в необходимых случаях опорные стойки.
Размеры опорной рамы в плане по осям обвязки Lx и Lu опре-
деляют через размеры шпунтовой стенки, которые зависят от
размеров котлована.
Рис. 4.22. Схемы распорных рам:
/ —. обвязка; 2 •— распорка; 3 — подкос; 4 —ч опорная стойка
Размеры шпунтовой стенки в осях должны быть кратными
ширине шпунтин с учетом размеров угловых шпунтин. При малых
размерах Lx и Ly (до 6 м) и их близких значениях распорки и
подкосы можно не устраивать (рис. 4.22, а).
В случае вытянутого в одном направлении узкого котлована
£а<5...6 м) можно ограничиваться устройством одних распорок
в поперечном направлении без подкосов (рис. 4.22, б).
104
При ширине рамы L*«5...1O м устраивают распорки и подко-
сы (рис. 4.22, в). Подстановка подкосов позволяет уменьшить
пролет обвязки в направлении Lx. Расстояния 1Х, 1уъ 1у2 и т. д.
целесообразно назначать близкими для создания равнопрочности
обвязки. Использование этой схемы при La:>10 м становится
затруднительным из-за большой длины распорок. В этих случаях
используют схему на рис. 4.22, г. Постановка продольной распор-
ки уменьшает пролет обвязки по ширине котлована и расчетную
Рис. 4.23. Сечения обвязки (а) и распорок (б)
длину поперечных распорок. Для уменьшения расчетной длины
распорок из плоскости рамы ставят в местах их пересечения опор-
ные стойки, к которым и крепят распорки. Схему размещения
распорок и подкосов устанавливают также и из условий удобства
работ в котловане.
В распорных креплениях обвязку устраивают из швеллеров и
двутавров (рис. 4.23, а). Чаще всего применяют двутавры.
Обвязку в плоскости рамы рассчитывают как сжатоизогнутый
элемент на действие продольной силы и момента по правилам
расчета металлических конструкций.
Угловые соединения обвязки при применении расклинки мож-
но считать шарнирными.
Элементы обвязки длиной Lx и Ly по схеме на рис. 4.22, а и
элемент обвязки вдоль короткой стороны пролетом Lx по схеме
на рис. 4.22, б рассчитывают как балки на двух шарнирных опо-
рах, если конструктивно угловые соединения не выполняют специ-
ально жесткими. Балку рассчитывают как сжатоизогнутую на
действие равномерно распределенной поперечной нагрузки интен-
сивностью Ra, определяемой из расчета ограждения, и на дейст-
вие продольной сжимающей силы N (рис. 4.24, а).
Продольная сила в обвязке пролетом Ly (см. рис. 4.22, а—в)
будет равна: Ny = 0,5LxRa> а в обвязке пролетом Lx для схем на
рис. 4.22, бив приближенно Ny—Q,5lyiRA: Ny—(d,5lyi-}-la)RA-
В тех случаях, когда распорную раму по схемам в и б на рис.
4.22 устраивают в пределах поверхностной воды или над ее уров-
105
нем, целесообразно для повышения геометрической неизменяемо-
сти рамы угловые соединения обвязки устраивать жесткими или
использовать для этой цели в углах небольшие подкосы, как и
в схемах виг (рис. 4.22).
Изгибающие моменты в обвязках по схемам в и г на рис. 4.22,
а также по схеме б (вдоль длинной стороны) могут быть опре-
делены как в неразрезных балках на действие равномерно рас-
пределенной нагрузки интенсивностью (рис. 4.24, б). По най-
денным значениям Мтах и W подбирают сечение обвязки.
Рис. 4.24. Схемы для расчета обвязки, эпюры моментов и продоль-
ных сил
Сечение распорок устраивают из двух швеллеров или двутав-
ров, соединенных между собой планками, а также из труб (см.
рис. 4.23, б). В запас устойчивости соединение распорок с обвяз-
кой считают шарнирным. Распорки в плоскости рамы рассчиты-
вают на сжатие с учетом продольного изгиба. Продольным уси-
лием, действующим на распорку, является опорная реакция, кото-
рую получают из расчета обвязки, как неразрезной балки.
Приближенно усилие на распорку можно определять по фор-
муле (см. рис. 4.22, б—г) ЛГ= 1,1(/»> + /У2)Яа/2.
Из плоскости рамы распорки рассчитывают на действие силы
N и изгибающего момента от собственного веса распорки. Рас-
порная рама должна быть включена в совместную работу со
шпунтом до начала разработки котлована, что достигается под-
клинкой ее ветвей в угловых соединениях (см. рис. 4.11), в мес-
тах примыкания распорок, а также путем заклинки зазоров, обра-
зовавшихся между шпунтами и обвязкой. Распорки соединяют с
обвязкой болтами (см. рис. 4.11) или сваркой. Для удобства
монтажа распорной рамы и фиксации ее положения устраивают
опорные кронштейны, на которые опирают обвязку. Они также
служат для повышения устойчивости обвязки на продольный из-
гиб из плоскости рамы. С этой целью обвязку соединяют с крон-
106
штейнами. Кронштейны обычно устанавливают вблизи углов
ограждения и в местах сопряжений распорок и подкосов с об-
вязкой.
Расчет анкерных устройств. Анкерное крепление
ограждения состоит из следующих основных элементов: обвязки,
анкерных тяг (с устройствами для натяжения) и опорных кон-
струкций в грунте, к которым относятся анкерные сваи, стенки
и плиты, а также специальные буровые анкеры, в том числе и
инъекционные.
Обвязка служит для передачи давления от ограждения на
анкерные тяги. Наиболее часто применяют обвязку из двух швел-
леров, расстояние между которыми назначают из условия пропус-
ка между ними анкерной тяги. Обвязку рассчитывают на изгиб
как многопролетную неразрезную балку на действие равномерно
распределенной нагрузки интенсивностью Ra, определяемой из
расчета ограждения.
Анкерные тяги устраивают из круглой или полосовой стали.
Растягивающее усилие в тяге определяют по выражению
ЛГв=/?л4», (4.24)
где 1а — шаг анкеров.
Для ограждения временных котлованов анкерные тяги распо-
лагают обычно вблизи поверхности. В качестве конструкций, вос-
принимающих нагрузки от тяг, применяют в таких случаях анкер-
ные сваи и шпунтовые стенки. Сваи используют при небольших
усилиях, передаваемых анкерами.
Анкерные сваи рассчитывают, как стойки в соответствии со
схемами на рис. 4.15, по выражениям (4.10) ... (4.12), принимая
Zo=O.
Глубину забивки сплошной анкерной стенки определяют из
уравнения (4.9), а изгибающие моменты находят по формулам
(4.11), (4.12). В этих зависимостях принимают Ьр=1 и /о=О.
Устойчивость сплошной анкерной плиты, у которой заглубле-
ние равно ее высоте, а анкерные тяги расположены ниже поверх-
ности, оценивают по условию
Ли < (4.25)
где Fn й Fa — силы пассивного и активного давления, действую-
щих на плиту; Fhi^Ra-
Длину анкерной тяги, при которой полностью используется
пассивное давление грунта на анкерную стенку или плиту (в со-
ответствии с построением, изображенным на рис. 4.25), определя-
ют по формуле
LT=(Н + A) tg (л/4 — ?|/2) 4- Ас tg (л/4 4- <Pj/2), (4.26)
где Ас — высота стенки или глубина заложения плиты.
107
Понижение уровня анкерных тяг приводит к уменьшению глу-
бины забивки шпунта ограждения и изгибающих моментов в нем.
Но при этом возникает необходимость в отрывке траншей для
устройства анкерных тяг и анкерной плиты.
Ц Пример 4.2. Запроектировать металлическое шпунтовое ограждение котло-
вана размерами в плане 8,3 на 13,2 м н глубиной 7 м в несвязных грунтах.
Схема грунтовой колонки, значения
Рис. 4.25. Схема к определению длины
анкера
расчетных характеристик грунтов н
действующей на поверхности распре-
деленной нагрузки приведены на
рнс. 4.26.
Значения коэффициентов актив-
ного и пассивного давлений грунта
находим по рнс. 4.12, принимая <ро==
= 0,5(pi. Для верхнего слои мелко-
зернистого песка при <рп=30° н
qpoi= 15°, 1—0,29, а для нижнего
слоя среднезеринстого песка при
ф!2==34° н фо2==17°, Ла2 = 0,25, Лп2==
«6,0.
Для данных условий примем схе-
му шпунтовой стеикн с одним яру-
сом распорок, располагая нх на 1 м
выше УПВ.
Вычислим
ний грунта и
рактерных точках в соответствии со
схемой на рис. 4.26.
Значения давлений грунта на стенку, кПа: р1== 10-0,29=2,9: р2=17-0,5Х
-0.29=4,93; 9,8-5,5-0,29= 15,63; ps= (10+17-1,5+
+9,8-5,5)0,25= 22,35; ре *=10,1 Л-0,25 =2,525ft; р7= 10,1й-6=60,6Л; р,+р2=5,36;
Ps+p»=7,39; pi+p,+ps = 10,3. Давление воды на уровне диа котлована Ре —
«9,81’5,5=53,96 кПа.
Определим глубину забявкн шпунта h ниже дна котлована, для чего со-
ставим сумму моментов всех сил, действующих на стенку, относительно точки
ординаты эпюр давле-
воды на стейку в ха-
ставим сумму моментов всех сил, действующих
Рис. 4.26. Схемы к примеру 4.2 проектирования шпун-
тового ограждения с одним ярусом распорок
108
О на уровне распорок (рнс. 4.26) н приравняем ее к нулю, приняв то=О,8.
Силы давлений грунта я воды, определенные как площади участков эпюр, бу-
дем считать приложенными в центрах тяжести участков:
2 = “2,9-0,5-0,25-2,46-0,5*0,5-0,167 + 5,36.1 -0,5 + 4,93-1-0,5-0,667+
+ 10,3-5,5-3,75+ (15,63 + 53,96)5,5-0,5-4,667 + 22,35* (0,5* + 6,5) +
+2,525*2.0,5 (2*/3+6,5) +53,96* (0,5*+ 6,5) — 0,8-60,6*2.0,5 (2*/3+6,5)=0.
После преобразований получим уравнение
*з + 7,258*2 - 32,37* — 72,40 = 0.
Решив это уравнение методом, рассмотренным в примере 4.1, найдем глубину
забнвки шпунта ниже дна котлована *«4,28 м.
Определим погонную опорную реакцию Ra от распорной рамы, исходя нз
схемы на рис. 4.20. Условная опора будет расположена ниже дна котлована
на глубине 0,5*=0,5-4,28=2,14 м. Подсчитаем сумму моментов всех снл от-
носительно этой опоры, учитывая активное давление грунта н воды до ее
уровня:
2,9-1,5 (0,75 + 5,5 + 2,14) + 7,39-1,5-0,5 (0,5 + 5,5 + 2,14) +
+ 10,3-5,5 (0,5-5,5 + 2,14) + 15,63-5,5-0,5 (5,5/3 +2,14) +
+ 53,96-2,75(1,84 + 2,14) + (22,35 + 53,96)2,142.0,5 +
-г 2,525-2,143/6 - Яд (6,5 +2,14) = 0.
Отсюда /?л== 150,2 кН/м.
Находим сумму активных сил выше дна котлована
2 F'a = 2,9-1,5 4-7,39.1,5-0,5 4- 10,3-5,5 4-
k
+ 15,63-2,75 + 53,96-2,75 = 257,88 кН;
257,88 > 150,2 кН.
Следовательно, сеченне с максимальным моментом в шпунте расположено вы-
ше дна котлована. Определяем положение этого сечения нз условия равенства
нулю поперечной силы. Отсчет ведем от УПВ. Вычисляем поперечную силу на
этом уровне Qo = 2,9-1,5+7,39-0,75—150,2==—140,29 кН. Из полученного таким
образом квадратного уравнения находим
10,3 2_______2.140,29 __ 10,3
9,8-0,29 + 9,81] *9,8-0,29 + 9,81 “9,8-0,29 + 9,81
Максимальный изгибающий момент в стенке
Л4тах= 150,2(3,96 + 1)-2,9-1,5 (3,96+ 0,75)-7,39-0,75 (3,95 + 0,5) —
— 10,3-3,962-0,5-(9,8-0,29+ 9,81)3,963/6 = 488,05 кН-м.
Шпунт нз стали 16D с расчетным сопротивлением 7?у=205 МПа. Требуемый
момент сопротивления 1 м шпунта №*=488,05-Ю6/205 000=2380 см8.
Принимаем шпунт типа Ларсеи V с №*=2962 см8. Ширина одной шпун-
тины *м=42 см, толщина ограждения — 34,4 см. Вдоль длинной стороны кот-
109
лована принимаем 31 шпунтину, а вдоль короткой 19. Размеры шпунтового
ограждения в плане с учетом размеров угловых шпунтнн в осях: длина £уШ“
= 31-0,42+2-0,4= 13,82 м; ширина £хш= 19-0,42+2-0,4—8,78 м.
Уточненные размеры котлована: длина £ук= 13,82—0,344—13,476; ширина
£хк==8,78—0,344=8,436 м.
Для данных размеров ограждения с учетом удобства работ распорную ра-
му принимаем с одной поперечной распоркой н четырьмя подкосами по углам
(см. рнс. 4.11). Размеры в осях распорной рамы с учетом толщины обвязкн
0,5 м: £уо= 13,476—0,5= 12,976 м, £жо =8,436—0,5=7,936 м.
Изгибающие моменты в сечениях обвязки вдоль длинной стороны котло-
вана определяем на действие погонной равномерной нагрузки Ra= 150,2 кН
как в четырехпролетной неразрезной балке (с пролетами: 2,488; 4,0; 4,0; 2,488)
с шарнирными опорами в местах примыкания распорки, подкосов н поперечной
обвязки. Из этого расчета установлены изгибающие моменты в опорном сече-
нии по осн распорки =219,1 кН-м, в опорном сечении в месте примыка-
ния подкоса /И= 162,5 кН-м; реакции в опорах под теми же сечениями соот-
ветственно /?р=629 кН н Rn =538,9 кН.
Сжимающее продольное усилие в обвязке вдоль длинной стороны #у=
=0,5£xORa=0,5 -7,936* 150,2=596 кН.
Обвязку устраиваем нз двутавра #50 с характеристиками сечения: А =
= 100 см2, 1ГХ=1598 см3, 1х=19,9 см, /у=3,23 см. Материал двутавра — сталь
марки 16D с Ry=215 МПа.
Прочность обвязкн проверяем по упругой стадии работы в сеченни у рас-
порки, где момент имеет наибольшее значение, как сжатоизгнбаемого элемента
по формуле
+ < R ?9Ё_-. _|_ —-21-’1 — = 196 709 < 215 000 кПа.
A W, у 100 10—4 1598-10-«
Условие прочности удовлетворяется.
Гибкость обвязки при изгибе в плоскости рамы Хх=400/19,9=20,1.
Для повышения устойчивости обвязки нз плоскости рамы соединяем ее с
помощью сварки с опорными столиками, располагаемыми под местами примы-
кания к обвязке распорки, подкосов н в углах ограждения. Наибольший про-
лет между столиками /=260 см. Гибкость обвязкн из плоскости рамы Ху=
= 260/3,23=80,5. Коэффициент продольного изгиба <р=0,69.
Условие устойчивости удовлетворяется
#y/A<<pRv; 596/(100-10“4) =59600<0,69*215000= 148350 кПа.
Распорку устраиваем нз двух швеллеров № 22, соединенных планками.
Гибкость распорки нз плоскости рамы Хх=793,6/8,89=89,3. Вес распорки
на единицу длины с учетом веса планок ^=0,53 кН/м. Изгибающий момент
от веса распорки в ее среднем сеченин /И=0,53*7,9362/8=4,17 кН-м. Эксцент-
риситет е=4,17-100/629=0,663 см. Приведенный относительный эксцентриси-
тет ев/=т)еге/=T)eA/IFx= 1,5-0,663-26,7/192=^0,14; ф = 0,55. Условие устойчиво-
сти распорки из плоскости рамы: Rp/A=629/(10“4*2*26,7) = 117 790 кПа;
q)Ry=0,55*215 000= 118 250 кПа; 117 790 <118 250.
Устойчивость в этом направлении обеспечена. Назначаем расстояние меж-
ду гранями планок 80 см, прн этом гибкость ветви Хв =80/2,37=33,8. Ширину
распорки принимаем &р=25 см. Момент инерции сечения /уе=2(151 + Ю,292Х
Х26,7) =5956,2 см4. Радиус инерции сечения ryc = V5956,2/53,4= 10,56 см. Гиб-
кость сечения ^ = 793,6/10,56=75,1. Приведенная гибкость сечения Х =
= V75,N + 33,82 == 82,4. Поскольку приведенная гибкость сечения близка к
гибкости (82,4 <89,3) устойчивость распорки в плоскости рамы также будет
обеспечена.
Подкосы устраиваем такого же сечения, как н распорки. Продольное уси-
лие в подкосе #n=Rn/cos 45°=538,9/0,7071=762,1 кН. Расчетная длина под-
коса /=248,8/0,7071 = 351,9 см. Гибкость подкоса %х=351,9/8,89=40; (р=0,85.
110
Устойчивость подкоса в плоскости рамы обеспечена: q>/?v=0,85-215 000= 182 750;
Na/A=762,1/(10-4-53,4) = 142 715; 182 750>142 715.
Конструкция шпунтового ограждения приведена на рис. 4.11.
4.3. Осушение котлованов.
Если котлован разрабатывают ниже уровня вод, то его необ-
ходимо осушить на период производства работ. Осушать котло-
ваны можно различными методами в зависимости от свойств грун-
тов, их коэффициентов фильтрации, глубины котлованов относи-
тельно уровня вод и производственных условий.
В практике применяют следующие основные методы осушеиия
котлованов: открытый водоотлив, глубиииый (искусственное по-
нижение уровня подземных вод), глубинный водоотлив с вакуу-
мированием, электроосушение грунта.
Открытый водоотлив. Водоотлив, осуществляемый непосредст-
венно из котлована, называют открытым (рис. 4.27). Для водоот-
лива применяют насосы, пригодные для откачивания загрязненной
воды с примесью грунтовых частиц.
Работы по водоотливу можно разбить на две стадии. В пер-
вой стадии начального осушения уровень воды в котловане посте-
пенно понижается на требуемую глубину. Во второй стадии работ
поддерживают пониженный уровень вод на заданной глубине на
период бетонирования фундамента и в течение времени, необхо-
димого для схватывания бетона.
Водоотлив должен несколько опережать земляные работы с
тем, чтобы дно котлована оставалось сухим, в особенности на
последнем этапе земляных работ, когда глубина котлована при-
ближается к проектной. В противном случае дно котлована, сло-
женного мелкозернистыми и пылеватыми песками и супесями,
может разрыхлиться фильтрующейся водой. Слой воды над гли-
нистыми грунтами и направленная вверх фильтрация могут при-
вести к разжижению грунтов и дополнительному их набуханию.
Из глинистых грунтов особенно сильно при этом разрушаются
ленточные глины и пылеватые суглинки.
Неправильная организация работ по открытому водоотливу,
при котором не обеспечивается надлежащая сохранность грунтов
дна котлована, является одной из основных производственных
причин аварийного состояния инженерных сооружений. Поэтому
работы по открытому водоотливу нужно вести особенно тщатель-
но и с откачкой воды из приямков — зумпфов. По достижении
проектных отметок дна котлована стенки зумпфов нужно ограж-
дать. Вокруг стен приямков и на их дне устраивают дренирую-
щую обсыпку из крупнозернистого песка или гравия, что препят-
ствует выносу грунтовых частиц.
В мелкозернистых грунтах для предупреждения вымывания
подвижных пылеватых частиц иногда устраивают дренирующую
111
обсыпку вокруг приямков и на их дне по принципу обратного
фильтра из нескольких слоев дренирующего грунта, укладывая
более крупные частицы ближе к стенкам.
Конструкция
зумпдю
Рис. 4.27. Схема открытого водоотлива:
1 — насос; 2 — всасывающий шланг; 3 — зумпф; 4 •— каиавки; 5 — шпунты;
6 — обвязка; 7 — металлическая сетка; 8 — фильтрующая отсыпка из пес-
ка и гравия слоем 15... 20 см; 9 — доски, забитые вертикально
Уровень воды в приямке нужно все время поддерживать не
менее чем на 0,2...0,5 м ниже дна котлована. В приямки вода
стекает по канавкам глубиной 0,3...0,5 м, которые устраивают
обычно по периметру котлована с уклоном в сторону приямков
/=0,001.„0,02. Канавки нужно размещать на достаточном рассто-
янии от краев фундамента, чтобы не нарушить грунт под его по-
дошвой. Поэтому размеры котлована в плане устраивают с уче-
том места для устройства канавок.
112
В неустойчивых грунтах стенки канавок могут оплывать. Что-
бы уменьшить разрушение стенок, следует применять простейшие
крепления из досок с зазорами. Вместо открытых канавок иногда
устраивают временные дренажи из фильтрующего грунта, по ко-
торым вода стекает в приямок. В сильно оплывающих грунтах
для временного дренажа применяют горизонтальные трубчатые
дрены с обсыпкой их фильтрующим материалом по принципу об-
ратного фильтра.
При небольших размерах котлована в плане и хорошо фильт-
рующих крупнозернистых грунтах основания канавки можно не
устраивать, а воду откачивать из приямков.
Открытый водоотлив является простым и дешевым способом
водопонижения, но имеет рассмотренные выше недостатки.
Для определения потребной мощности насосов, выбора их ко-
личества и типа необходимо знать приток воды в котлован.
Наиболее точно приток воды можно установить методом пробных
откачек.
При устройстве шпунтового ограждения по схеме, приведенной
на рис. 4.27, когда низ шпунта не доходит до водоупора, объем
воды, поступающей через дно котлована, приближенно можно
определить по формуле, полученной в теории фильтрации:
Рю=^юо5ю^ф, (4.27)
где qw — удельный приведенный расход воды, принимаемый по
табл. 4.3 в зависимости от величин Sw, h и Hw; и—периметр
котлована в плане; St» — понижение уровня воды; Лф — коэффи-
циент фильтрации грунта.
Таблица 4.3
Sw+h Значения qw при (Sw+h)/Hw, равном
0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 0,95
1,00 1,39 1,13 0,98 0,88 0,78 0,70 0,61 0,52 0,42 0,36
0,75 1,20 0,95 0,81 0,70 0,61 0,53 0,46 0,39 0,30 0,23
0,50 1,12 0,89 0,74 0,64 0,56 0,48 0,41 0,34 0,27 0,22
0,25 1,08 0,84 0,70 0,60 0,52 0,45 0,39 0,32 0,25 0,21
0,00 1,02 0,80 0,67 0,58 0,50 0,42 0,38 0,31 0,24 0,20
По значению Qw и подаче одного насоса определяют их коли-
чество.
Чтобы не допустить затопления котлована во время работ, пре-
дусматривают резервное насосное оборудование.
Глубинный водоотлив. При глубинном водоотливе по перимет-
ру котлована на определенном расстоянии друг от друга устра-
ивают скважины, из которых откачивают воду. В результате уро-
113
веиь подземных вод понижается, что позволяет отрыть котлован
насухо (рис. 4.28).
Применение глубинного водопонижения исключает возмож-
ность нарушения грунтов основания и откосов котлована, причем
грунт основания даже уплотняется. Уплотнение его происходит
вследствие устранения взвеширающего действия воды. Кроме того,
а
Рис. 4.28. Схема понижения уровня грунтовых вод легкой игло-
фильтровой установкой:
1 —• иглофильтр; 2 — коллектор; 3 — насосная установка
грунт уплотняется от сил капиллярного натяжения и под дейст-
вием гидродинамического давления фильтрующейся воды, кото-
рое направлено вниз и в стороны от котлована, т. е. в направле-
нии, обратном тому, которое возникает при открытом водоотливе.
Для глубинного водопонижения применяют два основных вида
устройств: иглофильтровые установки и водопонизительные сква-
жины с глубинными насосами. В практике дорожного и мостово-
114
го строительства обычно применяют иглофильтровые установки.
Характеристики современных отечественных иглофильтровых
установок приведены в табл. 4.4.
Таблица 4.4
Параметры ЛИУ-6Б УВВ-2 УВВ-3 6КМ ЭИ-70 (ЭВВУ)
насос № 1 насос № 2
Максимальная производи* 140 65 43 43 150
тельность установки по воде,
м3/ч
Напор на выходе, м 35 28 20 — и
Масса насосного агрегата, кг 650 470 1320 790 639
Габарнты насосного агрега- 1845Х 1680Х 4400Х 1800Х 1500Х
та (с электродвигателем), мм: ХЭ45 Х735 Х2200 Х780 Х690
в плане
высота 1250 1234 1900 1400 715
Мощность электродвигателя, 22 11 30 15 75
кВт
Длина коллектора, м:
всасывающего 105 54 105 II»
напорного »* 48
сливного 42
Длина одного звена, м 6 4,5 6 6
Размеры фильтрового звена:
наружный диаметр по 68,5 70 68,5 70
сетке, мм
общая длина,' м 0,94 1,0 1,26 1,12
длина водоприемной час* 0,80 0,80 0,80 0,80
тн, м
Общая длина иглофильтра, 8,5 7,5 8,5 12
м
Легкая иглофильтровая установка типа ЛИУ представляет
собой комплектное оборудование, состоящее из иглофильтров, на-
сосов, всасывающего коллектора и деталей всасывающих комму-
никаций (рис. 4.29).
При работе установки грунтовая вода через фильтрационную
сетку и отверстия в наружной трубе фильтрового звена поступа-
ет внутрь иглофильтра, после чего она поднимается по иадфиль-
тровым трубам, поступает во всасывающий коллектор и иасос.
Насосный агрегат установки ЛИУ, состоящий из центробежно-
го насоса и вакуум-иасоеа, смонтированного на одном валу с
основным иасосом, способен создавать вакуум лишь в коллекторе
и самом иглофильтре. Поэтому такие установки используют для
гравитационного водопонижения.
Установки типа УВВ также сиабжеиы легкими иглофильтра-
ми, ио имеют достаточно мощные насосные агрегаты, устанавли-
ваемые иа поверхности земли, которые способны откачивать воду
115
и воздух из иглофильтров и создавать вакуум на наружной по-
верхности иглофильтров.
Другим видом иглофильтровых установок являются эжектор-
ные установки ЭИ, состоящие из иглофильтров, снабженных в
Рис. 4.29. Иглофильтровая установка ЛИУ:
1 — иглофильтр: 2 — соединительный шланг; 3 — патрубок
для присоединения иглофильтра d==38 мм; 4 — вакуумметр;
5 — манометр; 6 — выходной патрубок; 7 — насос установ-
ки ЛИУ; 8 —. рама; 9 — отвод; 10 — звено коллектора; 11 —
соединительная муфта; 12 — заглушка; 13 — электромотор;
14 — упругая муфта; 15 — пробки; 16 — вакуум-насос; 17 —
выбросная трубка
нижних частях эжекторными водоподъемниками, способными соз-
давать вакуум на наружной поверхности иглофильтра на требуе-
мой глубине, распределительного напорного трубопровода, высо-
116
Рнс. 4.30. Установка с эжекторными игло-
фильтрами
конапорных центробежных насосов, сбросного коллектора и цир-
куляционного резервуара (рис. 4.30).
Иглофильтр 1 собирают из наружных труб, фильтрового зве-
на и из внутренних водоподъемных труб. Эжекторное устройство
располагается над фильтровым звеном.
Эжекторные иглофильтры откачивают воду с помощью струи
воды, нагнетаемой в них насосом 6 через распределительный кол-
лектор 3 и патрубки 2.
Опускаясь по кольцевому
пространству между на-
ружной и внутренней тру-
бами иглофильтра, вода
поступает в насадку эжек-
тора. Выходя из насадки
с большой скоростью, во-
да создает разряжение,
под действием которого
через фильтр всасывается
грунтовая вода. Далее
оба потока воды смешива-
ются и поднимаются вверх
по внутренней трубе. Из
иглофильтра вода посту-
пает в сбросной коллек-
тор 4, а из него в цирку-
ляционный резервуар 5.
Из резервуара часть во-
ды засасывается опять
насосом 6, а избыточная
вода отводится за преде-
лы строительной площад-
ки.
Иглофильтры установок всех типов (кроме ЭВВУ) обычно по-
гружают в песчаные однородные грунты за счет собственного
веса с помощью нагнетаемой через них под давлением 0,4...
0,6 МПа воды, которая, выходя из наконечника, размывает грунт.
При наличии в грунте твердых включений иглофильтры устанав-
ливают в заранее пробуренные скважины. Иглофильтры устано-
вок ЭВВУ монтируют в любых грунтах только в пробуренные
скважины.
В грунтах с коэффициентом фильтрации &ф< 0,006 см/с вокруг
иглофильтров устраивают обсыпку из чистого крупного песка и
гравия с диаметром частиц 2...5 мм, что увеличивает пропускную
способность иглофильтров.
Проектирование иглофильтровых водопонизительных систем.
Проектирование водопонизительной системы из легких иглофильт-
ров заключается в выборе типа установки, в определении коли-
117
Рис. 4.31. Схема к расчету
притока воды к кольцевой
установке
чества установок в системе, общего притока воды к системе, в
выборе типа насоса, определении шага иглофильтров, их коли-
чества и глубины погружения. Легкие иглофильтровые установки
ЛИУ предназначены для понижения уровня вод в неслоистых
грунтах с коэффициентами фильтрации от 0,046 до 0,0023 см/с.
Полезная глубина понижения уровня воды легкими одноярусны-
ми иглофильтровыми установками не превышает 4...5 м. При
большей глубине применяют много-
ярусные установки.
Установки типа УВВ используют
при водопонижении на глубину до 6...
7 м в грунтах с коэффициентом филь-
трации от 0,00012 до 0,0058 см/с.
Эжекторные установки применяют
в таких же грунтах, как и установки
с легкими иглофильтрами, но для по-
нижения УПВ на глубину 10. ..12 м
(при обосновании на глубину до 20 м).
Установки типа ЭВВУ используют
для водопонижения на глубину до
20 м в основаниях, состоящих из переслаивающихся водоносных и
водоупорных слоев грунта.
Приток воды к замкнутой водопонизительной системе с рас-
положением иглофильтров в плане по прямоугольному контуру
при соотношении сторон a/b^AQ (см. рис. 4.28) можно определить
как для системы, у которой фильтры расположены по кругу с
приведенным радиусом:
r№==]/ abla. (4.28)
Круговую иглофильтровую установку можно рассматривать
как совершенный колодец радиусом г& (рис. 4.31). Согласно за-
кону Дарси, приток QW=^M, где гидравлический градиент
I=dz[dx. Площадь фильтрации для цилиндрического сечения ра-
диусом х А=2лхг. Подставив / и Л в выражение для Qw и разде-
лив переменные, получим дифференциальное уравнение Qwdxfx**
=2n,kbzdz. При x=rw z=Hw—Sw; при x=Rw z=Hw. Проинтегри-
ровав это уравнение с учетом граничных значений переменных,
окончательно получим
Q„=л *ф (2A/W - $да) SJI In {Rv[rw)\. (4.29)
Эту формулу можно представить в виде
Qw=V«'(//«'“5®/2>/0’ (4-3°)
где Ф — фильтрационное сопротивление, равное
0=Iln(/?w/rw)]/(2n). (4.31)
118
По формуле (4.29) можно определять и приток воды к котло-
вану при открытом водоотливе в случае отсутствия шпунтового
ограждения. При этом а и b в выражении (4.28) обозначают раз-
меры котлована в плане на уровне его дна.
Значения йф, см/с, при отсутствии опытных данных ориентиро-
вочно можно поинимать следующие:
Песок крупный................................ 0,035... 0,046
и более
Песок среднезерннстый неоднородный .... 0,035... 0,023
Песок мелкозернистый однородный............... 0,023 ... 0,012
Песок пылеватый............................... 0,012 ... 0,006
Супесь........................................ 0,005 и менее
Необходимое понижение уровня воды (см. рис. 4.28) составит
Sa,=So-|-ASW.
Запас понижения уровня грунтовых вод под центром дна котло-
вана ASu, принимают от 0,5 до 1,5 м.
Как следует из выражения (4.29), приток воды зависит от ра-
диуса влияния Rw, отсчитываемого от центра системы. Величину
Rw устанавливают в зависимости от расстояния до границ источ-
ников питания водоносного горизонта. Так, при расстоянии линей-
ной границы водоема (реки) от центра котлована Lp величина
RW = 2LP. Если котлован расположен в центре островка с радиу-
сом Ro, величина Rw=Ro- При значительном удалении границ
зоны питания Rw определяют на основе опытных водопонизитель-
ных работ.
При определении Qw для непродолжительного начального пе-
риода водопонижения при безнапорной фильтрации Rw можно вы-
числять по формуле
Rw=rw +1,7 Vk^Hw-Swi2)tT^ ' (4.32)
где t—время начального периода водопонижения; ц — коэффи-
циент гравитационной водоотдачи грунта.
Песок у.
Пылеватый............................. 0,1... 0,15
Мелкий.................................0,15... 0,20
Средний................................0,20 ... 0,25
Крупный и гравелистый..................0,25... 0,35
Срок предварительной откачки t, сут, рекомендуется назначать
в зависимости от коэффициента фильтрации k$, см/с, в следую-
щих пределах:
йф........................... 0,0001 ...0,0005 0,0005... 0,0023 > 0,0023
t ............ 20...7 7...5 5...3
Расчетом контурной водопонизительной системы из легких
иглофильтров определяют число установок, необходимую подачу
насосов, шаг иглофильтров и глубину их погружения.
119
Число установок пу находят по формуле
пу=«с//к, (4.33)
где ис*=2(а+Ь) — периметр системы (см. рис. 4.28); 1К — общая
длина коллектора одной установки (см. табл. 4.4). Число пу
округляют до ближайшего большего целого значения, после чего
уточняют требуемую длину коллектора одной установки /'к=«с/«У.
Необходимую производительность насоса определяют по притоку
воды к одной установке QWy=Qw/ny.
Шаг иглофильтров 1Ш и расстояние от сниженного уровня воды
у иглофильтров до водоупора Zf (см. рис. 4.28) устанавливают
путем совместного решения двух уравнений:
1,34*10“7CQw^; (4.34)
г/=Н„,-8т[1-{-Ф/гк/(пуп/Ф], (4.35)
где zH‘—расстояние от оси насоса до водоупора; hv— вакуум во
всасывающем коллекторе для установок ЛИУ может принимать-
ся 6 м, для установок УВВ — от 8 до 9 м в зависимости от &ф
(большие значения соответствуют &ф<0,001); £— коэффициент
потерь напора в иглофильтре, принимаемый при работе установ-
ки до 1 мес равным 0,3 м-1, при работе от 1 до 6 мес — 0,4 м-1
и при работе >6 мес — 0,05 м-1; qf = QWy/^f— приток воды к од-
ному иглофильтру не должен превышать его пропускной способ-
ности, устанавливаемой по рис. 4.32, k'$ — коэффициент фильт-
рации в прифильтровой зоне или песчано-гравийной обсыпке, для
которой он равен 0,017...0,029 см/с; — число иглофильт-
ров в одной установке; £— коэффициент потерь напора в коллек-
торе, определяемый по рис. 4.33; Ф/ — фильтрационное сопротив-
ление иглофильтра, принимаемое при шаге фильтров 0,75; 1,5;
2,25 и 3 м соответственно 1; 0,8; 0,7 и 0,65 м-1; zK=Hw—Sw—
расстояние от сниженного уровня воды под центром котлована до
водоупора.
Уравнение (4.34) характеризует гидравлические параметры са-
мой иглофильтровой установки, а уравнение (4.35) — условия
фильтрации воды в грунте. Для получения решения уравнений
последовательно увеличивают шаг фильтров 1Ш от 0,75 и до 3,0 м
с интервалом 0,75 м, что соответствует расстоянию между патруб-
ками для присоединения иглофильтров к всасывающему коллек-
тору. Для каждого принятого значения 1Ш определяют п;, q;, Ф{
и вычисляют по первому уравнению Zf=Zfi, а по второму Zf=Zf2.
Решение считается полученным, когда Zfi—Zf<i=Zf. Эгу задачу
удобно решать путем построения графиков функций гд(/ш) и
z/s(Zm). Точка пересечения графиков определяет требуемые зна-
чения Zf и 1Ш- Если во всем интервале возможных значений /ш
Zfi>Zf2, то это указывает на принятое завышенное положение на-
соса. При невозможности понижения уровня расположения насоса
120
следует переходить на ярусную систему водопонижения. Если в
интервале 1Ш Zfi<.Zf2, то это указывает на неполное использование
вакуума, создаваемого установкой, и расчет можно вести только
по формуле (4.35) без учета зависимости (4.34).
Необходимая глубина погружения иглофильтра (см. рис. 4.28)
от оси насоса будет равна
Рис. 4.33. Зависимость коэффициента
g от наибольшей длины ветви кол-
лектора /к.max
Рис. 4.32. График для определения
пропускной способности иглофильт-
ров
Вакуумирование скважин и грунтов. Целью вакуумирования
является усиление эффекта водопонижения в неблагоприятных грун-
товых условиях. При вакуумировании в водопонизительных сква-
жинах и окружающем грунте создается вакуум. Вакуумировать
скважины и грунты при водопонижении нужно в случае слабой
водопроницаемости грунтов при коэффициентах фильтрации от
0,0030 до 0,0001 см/с.
Вакуумировать грунт можно с помощью легких иглофильтро-
вых установок типа УВВ. Такой метод получил название поверх-
ностного вакуумирования. Гораздо эффективнее метод глубинного
вакуумирования, при котором вакуум создается эжекторным водо-
подъемником, установленным в нижней части иглофильтра. Для
глубинного вакуумирования применяют эжекторные иглофильтры
ЭИ и ЭВВУ. Перед вакуумированием вокруг иглофильтров устра-
ивают обсыпку из чистого крупного песка с диаметром частиц в
пределах 0,5...2 мм. Устье скважины тампонируют глиной для
предотвращения прорывов Воздуха в скважину (рис. 4.34).
При вакуумировании сокращается время осушения выработки
вследствие более интенсивного притока воды к иглофильтрам под
действием дополнительной разности напоров. Последняя равна
121
разности между атмосферным давлением у поверхности фильтра-
ционного потока и давлением в водоприемниках. Этим достигает-
ся также большее уплотнение грунта из-за увеличения гидродйч
намического давления фильтрующей воды, чем при обычном глу-
бинном водопонижении.
Вакуумирование супесчаных и слабых глинистых грунтов,
обладающих значительной
высотой капиллярного под-
нятия, позволяет стабилизи-
ровать грунт под воздейст-
вием добавочного давления
на его скелет от капилляр-
План
Рис. 4.35. Схема электроосмотического во-
допонижения:
/ — иглофильтр (катод); 2 — труба (анод); 3 —
коллектор; 4 — токопровод; 5 — генератор; 6 —
насос
Рис. 4.34. Устройство скважин
при вакуумировании:
/ — обсыпка из крупного песка; 2 —
иглофильтр; 3 — слой мелкого пес-
ка; 4 — плотная глинистая набивка;
5 — битум
ных менисков, втягивающихся в поры грунта при отсасывании во-
ды. Благодаря уплотнению и возрастанию эффективного давления
на скелет сопротивление сдвигу вакуумированного грунта возра-
стает, в результате чего увеличивается устойчивость откосов и дна
котлована.
Электроосушение грунтов. Сущность способа электроосушения
заключается в том, что через грунт между иглофильтрами —
катодами и трубами — анодами, установленными по периметру
котлована, пропускается электрический ток. Под действием посто-
янного тока свободная и часть связанной грунтовой воды пере-
122
мещается на участке между электродами от анода к катоду и
откачивается иглофильтрами. Вследствие непрерывности потока
грунтовой воды она перемещается в пределах всего осушаемого
массива грунта. Этот метод называют также электроосмотиче-
ским водопонижением. Способ электроосушения в сочетании с во-
допонижением иглофильтровой установкой применяют в глинис-
тых грунтах с коэффициентами фильтрации £ф<0,00006 см/с. Тех-
нологическая схема электроосушения незасоленных грунтов при
проходке котлованов шириной до 40 м изображена на рис. 4.35.
На этой же схеме указаны выработанные практикой размеры
основных элементов, которые рекомендуется принимать при про-
ектировании подобных установок.
При электроосушении с целью создания вакуума в скважинах
вокруг иглофильтров устраивают песчаные обсыпки, а устье сква-
жин тампонируют’глиной (см. рис. 4.34). В качестве анодов ис-
пользуют газовые трубы диаметром 38 мм, которые, как и игло-
фильтры, можно погрузить в грунт гидравлическим способом.
Рабочее напряжение электрической установки по требованиям
охраны труда принимают в пределах 50 ...60 В. В качестве источ-
ников постоянного тока часто используют электросварочные агре-
гаты или умформеры.
Как показывает практика, начальный период осушения состав-
ляет в среднем 3 сут. Откачку воды из иглофильтров и воздей-
ствие электрического тока на грунт необходимо вести непрерывно
в течение всего периода выполнения работ.
Потребную мощность электроустановки, кВт, приближенно
определяют по формуле
Р9=£7/А₽/1000, (4.37)
где U — рабочее напряжение, В; / — плотность тока на 1 м2 элек-
трической завесы (обычно принимаемая равной 1 А/м2); Ас —
площадь сечения завесы в вертикальной плоскости между элек-
тродными рядами, м2.
Затраты электроэнергии, зависящие от продолжительности ра-
бот, составляют по данным практики от 7 до 36 МДж на 1 м3
осушенного грунта, оконтуренного иглофильтрами.
4.4. Разработка грунта и устройство
фундаментов
Способы разработки грунтов, методы кладки и бетонирования
фундаментов, организация земляных и бетонных работ подробно
рассматриваются в курсах строительства мостов и автомобильных
дорог. В настоящем параграфе изложены лишь основные правила,
выполнение которых должно обеспечить сохранность грунтов и
кладки фундамента при производстве работ в сухих грунтах или
123
с применением одного из рассмотренных в п. 4.3 способов осу-
шения грунтов.
Способ производства земляных работ в котловане нужно вы-
бирать с учетом конструкции крепления стен котлована. Земля-
ные работы должны вестись так, чтобы не была нарушена есте-
ственная структура грунта основания. Грунт основания может
разрушаться при использовании землеройных машин большой
производственной мощности, особенно одноковшовых экскавато-
ров. Для предотвращения этого оставляется слой неразработан-
ного грунта (недобор) от 5 до 30 см в зависимости от типа рабо-
чего оборудования экскаватора и вместимости ковша.
В глинистых грунтах с неустойчивой структурой величина на-
чального недобора может быть увеличена. Недобранный грунт
удаляют впоследствии специальными машинами.
В процессе работ необходимо предохранять котлован от затоп-
ления атмосферными водами.
Большие объемы грунта вблизи края котлована могут вызвать
разрушение откосов котлована и креплений, если они не были
рассчитаны на такие нагрузки. Кроме того, большие отвалы грун-
та, расположенные вблизи бровок, мешают производству работ.
На месте следует оставлять грунт, необходимый только для за-
сыпки пазух.
При производстве работ зимой не должно допускаться про-
мораживания основания, сложенного пучинистыми грунтами. Про-
мораживание таких грунтов может привести к неравномерным
подъемам фундамента при промерзании, а затем при оттаивании
грунтов к неравномерным осадкам. Указанные перемещения фун-
даментов часто являются причиной аварийных состояний соору-
жений.
После разработки котлована на проектную глубину его состо-
яние должна освидетельствовать комиссия и составить акт о
приеме. При освидетельствовании основания проверяют размеры
котлована и отметки его дна, выявляют соответствие грунтов и
их свойств проектным данным, а также степень нарушения грун-
тов дна котлована при производстве работ. Кроме того, должна
быть установлена мощность нарушенного слоя грунта.
Для решения этих вопросов помимо внешнего осмотра котло-
вана отбирают для испытаний образцы грунтов основания у по-
верхности дна котлована и на глубине. По физико-механическим
характеристикам грунтов определяют их несущую способность и
степень ее снижения. В необходимых случаях испытывают грунты
на пенетрацию для выявления слабых участков основания и мощ-
ности нарушенной верхней зоны. Модули деформации уточняют
испытанием грунтов штампами.
Разрабатывать грунт котлована и возводить фундаменты нуж-
но в сжатые сроки, не оставляя отрытый на проектную глубину
котлован на продолжительное время. Чем больше будет проме-
124
жуток между окончанием земляных работ и началом бетониро-
вания, тем сильнее разрушатся грунты основания и откосы кот-
лованов.
Увеличивать сроки выполнения работ в котлованах, дно кото-
рых расположено ниже горизонта вод, нецелесообразно, так как
при этом значительно возрастает стоимость водопонижения.
Глинистые грунты основания при снятии с них природного дав-
ления после отрывки котлована могут набухать, в результате
чего дно котлована поднимается со временем. Этот процесс раз-
вивается тем интенсивнее, чем больше размеры котлована и чем
дольше не загружен грунт. Набухание грунтов может повлечь за
собой дополнительную осадку фундамента, которую, однако, не
учитывают при проектировании искусственных сооружений, так
как в обычных условиях она бывает невелика.
Перед бетонированием фундамента необходимо подготовить
его основание. Дно котлована планируют. Разжиженные слои,
глинистых грунтов удаляют.
Если из-за неправильного производства работ верхний слой
грунта нарушается на значительную глубину и имеет низкую
прочность и высокую сжимаемость, то фундамент заглубляют до
ненарушенного грунта или укрепляют нарушенный слой одним
из методов, рассмотренных в гл. 6. В особых случаях приходится
переходить на иной тип фундамента (например, на свайный).
После возведения фундамента пазухи между ним и стенами
котлована заполняют грунтом, укладываемым послойно с трамбо-
ванием. Оставленные на продолжительное время открытые пазу-
хи могут стать причиной увлажнения грунта поверхностными
водами и уменьшить его несущую способность. Перед обратной
засыпкой разбирают крепления, если проектом не предусмотрено
оставлять их в грунте.
ГЛАВА S
СТРОИТЕЛЬСТВО ФУНДАМЕНТОВ МЕЛКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ
НА МЕСТНОСТИ, ПОКРЫТОЙ ВОДОЙ
5.1. Особенности устройства фундаментов
на местности, покрытой водой
Постройка фундаментов на местности, покрытой водой, ведется
в более сложных условиях, чем на суше. В дорожном строительстве
с такими условиями приходится встречаться при возведении фун-
даментов опор мостов и других водопропускных сооружений.
Особенности производства работ по постройке фундаментов мо-
стовых опор на местности, покрытой водой, заключаются главным
образом в следующем: необходимо иметь специальные средства и
сооружения для обеспечения устройства ограждений, а также для
доставки к каждому фундаменту материалов, механизмов и рабо-
чей силы; нужны особые способы разбивочных работ; требуются
специальные конструкции для ограждения котлованов и фундамен-
тов от внешней воды в период строительства; в необходимых слу-
чаях используются методы подводной разработки грунта и подвод-
ного бетонирования.
Фундаменты и опоры мостов на реках с мощным ледяным по-
кровом можно строить в зимний период со льда. В этом случае ле-
дяной покров используют для установки и перемещения необходи-
мых механизмов, для транспортировки материалов и устройства ог-
раждений.
В реках с небольшой глубиной воды в летний период, а также
при недостаточной толщине льда зимой для этих целей часто уст-
раивают временные мостики на свайных, рамных или ряжевых опо-
рах.
При значительной глубине воды более рациональными могут
оказаться временные мостики на понтонах. На судоходных реках
и при большой глубине воды строительство чаще всего ведут с ис-
пользованием плавсредств.
Разбивочные работы должны быть увязаны с общей схемой ор-
ганизации работ и сооружением временных мостиков, подмостей
и ограждений. В зимнее время разбивку оси моста и осей опор мож-
но вести с использованием ледяного, покрова, что значительно уп-
рощает организацию разбивочных работ.
126
На реках, не покрытых льдом, для
промера можно использовать временные
мосты. С этих мостов могут быть уста-
новлены оси речных опор. При отсутст-
вии временного моста разбивку произво-
дят с помощью триангуляции. Оси опор
определяют методом засечек (рис. 5.1).
Детально разбивку контура финдамента
выполняют после устройства ограждения
котлована, используя это ограждение в
качестве обноски. Более подробно прие-
мы разбивочных работ изучаются в кур-
се геодезии.
Для ограждения места работ приме-
няют перемычки и бездонные ящики.
В особых случаях фундаменты сооружа-
ют с помощью понтонов.
| базис
Рис. 5.1. Разбивка центров
русловых опор моста мето-
дом триангуляции
5.2. Перемычки
Перемычками называют временные сооружения, предназначен-
ные для ограждения места постройки фундамента от поверхност-
ных вод. Перемычки используют не только для постройки фунда-
мента, но и для возведения других частей сооружения, расположен-
ных ниже горизонта вод. Конструкции перемычек весьма разнооб-
разны. В дорожном строительстве применяют следующие основные
типы перемычек: грунтовые, однорядные деревянные шпунтовые с
грунтовой отсыпкой, двухрядные деревянные шпунтовые с грун-
товым заполнением, из металлического шпунта, ряжевые и перемыч-
ки из льда и естественно замороженного грунта.
Грунтовые перемычки применяют главным образом при построй-
ке фундаментов устоев и пойменных опор мостов при глубине воды
до 2... 3 м и водонепроницаемом или слабопроницаемом основании.
Перемычки с неукрепленными откосами используют при скоростях
течения до 0,1 ...0,5 м/с в зависимости от степени размываемости
грунтов в откосах перемычек.
Деревянные шпунтовые перемычки устраивают на грунтах, до-
пускающих забивку деревянного шпунта. Однорядную перемычку с
грунтовой отсыпкой применяют при глубине воды до 3 м, глубине
котлована до 4 м и скоростях течения до 0,5 м/с. Двухрядные
перемычки с грунтовым заполнением используют при глубине
воды до 5 м, глубине котлована до 7 м и скоростях течения до
1,5 м/с.
Перемычки из металлического шпунта применяют при глубинах
воды до 10... 12 м и глубине котлована более 5 м, а также при мень-
ших глубинах в трудно проходимых грунтах, в которые невозможно
погрузить деревянный шпунт.
127
Однорядные перемычки из металлического шпунта обеспечива-
ют минимальные размеры ограждения в плане и мало стесняют те-
чение реки. Их также эффективно использовать при глубоком за-
легании водоупора, так как благодаря большей длине металличе-
ского шпунта перемычки позволяют перекрывать водоносный слой,
что резко сокращает приток воды через дно котлована.
Рис. 5.2. Грунтовые (а, б, в) и смешанные (г, д) перемычки:
/ — шпунт; 2 — обвязка; 3 — распорки; 4 — схватка
Ряжевые перемычки устраивают на грунтах, не допускающих
забивки шпунтовых свай на необходимую глубину, а также в слу-
чаях очень больших скоростей течения (свыше 1,5 м/с), когда по-
гружать шпунт затруднительно. В мостостроении эти перемычки
применяют при глубине воды до 8 м.
Перемычки из льда и естественно замороженного грунта можно
применять в районах с устойчивой зимой.
Грунтовые перемычки. Типы грунтовых перемычек показаны на
рис. 5.2, а—в. Грунтовые перемычки устраивают из песчаных и гли-
нистых грунтов с содержанием глинистых частиц не более 20%. На-
ружные' откосы перемычек при больших скоростях течения можно
укреплять камнем, мощением, фашинами и другими способами
(рис. 5.2, б).
Грунтовые перемычки с глиняным ядром и прорезью (рис. 5.2, в)
устраивают преимущественно для защиты котлована от затопления
паводковыми водами. Ядро из мятой глины делают с целью умень-
шения фильтрации через перемычку. Если верхний слой основания
128
перемычки обладает большой водопроницаемостью, то ядром про-
резают этот слой до водоупора.
Кроме легкой размываемости неукрепленных откосов, недоста-
ток грунтовых перемычек заключается в том, что для их устрой-
ства требуются большие объемы грунта, они занимают очень много
места в плане и стесняют течение реки. Это ведет к увеличению
скоростей течения воды, что может повлечь за собой размыв самой
перемычки и других сооружений.
Рис. 5.3. Схемы для расчета притока воды через грунтовые пе-
ремычки
При проектировании грунтовых перемычек выполняют расчеты
устойчивости откосов и грунтов основания, а также фильтрацион-
ные расчеты. Расчеты устойчивости выполняют так же, как и для
земляных плотин. Размеры перемычек, выработанные практикой и
указанные на рис. 5.2, обчно обеспечивают необходимую их устой-
чивость. Высоту перемычек назначают с учетом рабочего горизонта
воды в соответствии с графиком производства работ.
В ходе фильтрационных расчетов определяют приток воды через
тело перемычки и ее основание для проектирования водоотлива.
В случае водонепроницаемого основания расход воды через тело
перемычки на единицу ее длины можно оперделить по приближен-
ной формуле (рис. 5.3, а)
q=kfy(2L), . (5.1)
где h-ш — глубина водоема.
В случае использования для устройства перемычки мелкозер-
нистых грунтов в месте выхода фильтрационного потока может-оп-
лыть нижняя часть внутреннего откоса. Предотвратить оплывание
откоса можно устройством дренажной призмы (рис. 5.3, б) или на-
слонного дренажа (рис. 5.3, в) из хорошо фильтрующего крупно-
зернистого грунта (гравий, галька, щебень, камень).
5—1513 129
В случае проницаемого основания с коэффициентом фильтрации
кф1 вода будет фильтроваться не только через тело перемычки, но
и через ее основание (рис. 5.3,а). Фильтрационный расход через
тело перемычки определяют по формуле (5.1) так же, как и в слу-
чае непроницаемого основания. К этому расходу добавляют расход
через проницаемое основание перемычки, который можно найти по
формуле
(5.2)
Коэффициенты удлинения пути фильтрации тф принимают сле-
дующие: 1
Li/z..................... 20 5 4 3 2 1
- тф .,.................. 1,15 1,18 1,23 1,30 1,44 1,87
Однорядная деревянная шпунтовая перемычка с грунтовой от-
сыпкой. Такая перемычка (см. рис. 5.2, а) по сравнению с чисто
грунтовой меньше стесняет сечение реки. Шпунтовая стенка значи-
тельно уменьшает фильтрацию через основание грунтовой отсыпки
и дно котлована. Грунтовая отсыпка сокращает приток воды через
стенку н способствует заиливанию с течением времени неплотностей
между шпунтинами. Шпунтовая стенка часто является одновремен-
но и креплением стен котлована ниже поверхности дна водоема.
Расчет перемычки ведут по правилам расчета шпунтовых стен,
рассмотренным в § 4.2.
Двухрядная деревянная шпунтовая перемычка с грунтовым за-
полнением. Этот тип перемычки (см. рис. 5.2, д) применяют наи-
более часто при сооружении фундаментов мелкого заложения. Грун-
товая засыпка уменьшает водопроницаемость перемычки, а наруж-
ный’шпунтовой ряд предохраняет ее от размыва. Внутренний шпун-
товой ряд, являясь элементом перемычки, кроме того, служит н ог-
раждением котлована ниже диа водоема. Следует иметь в виду, что
высота этой перемычки так же, как и перемычки, показанной на
рис. 5.2, г, ограничивается сортаментом лесоматериала, идущего на
изготовление шпунта.
Для обеспечения совместной работы внутренний и наружный
шпунтовой ряд соединяют поперечными схватками. Внутри пере--
мычки чаще всего устанавливают один или несколько ярусов рас-
порных рам, что повышает общую жесткость перемычки и позволяет
уменьшить сечение шпунта и глубину его забивки ниже дна кот-’
лована. Установка внутреннего яруса распорок, кроме того, создает'
более четкие условия статической работы перемычки и ее расчета
на прочность и устойчивость.
паилучшим заполнителем для перемычки является песок. Легко'1
уплотняемый в процессе водоотлива, он становится менее прони-
цаемым в результате заполнения пор мелкими частицами, осаждаю-1
щимися из фильтрующей воды. Глинистые же грунты при отсыпке'
130
в воду разжижаются, плохо уплотняются и создают большое дав-
ление на шпунт.
При расчете двухрядной перемычки следует различать две схе-
мы нагрузок. В первой схеме на наружную и внутреннюю стенки
до водоотлива действует давление грунта засыпки во взвешенном
состоянии. Давление воды с наружной и внутренней сторон каждо-
го шпунтового ряда взаимно уравновешивается. Эта схема нагрузок
а)
Рис. 5.4. Схемы для расчета шпунта двухрядной перемычки
обычно является расчетной для наружного шпунтового ряда (рис.
5.4,а). Его рассчитывают как обычный шпунт с одним ярусом ан-
керов.
Во второй схеме (рис. 5.4, б) при полном водоотливе из котлова-
на, ввиду некоторой проницаемости стенок, внутри засыпки уста-
навливается депрессионная кривая. Принято считать, что внутрен-
няя стенка испытывает со стороны засыпки полное давление грунта
и давление воды в половинном размере. Внутренняя стенка работает
в значительно более тяжелых условиях, чем наружная. Эта схема
для внутренней стенки и является расчетной. При наличии распо-
рок расчет внутренней стенкн ведут, как и обычной шпунтовой, не-
зависимо от расчета наружной стенки. Если между шпунтовыми
рядами отсутствуют распорки, то при расчете на прочность внут-
реннего и наружного шпунтов необходимо учитывать их совместную
работу, которая обеспечивается горизонтальными схватками.
Однорядные перемычки из металлического шпунта. Такие пере-
мычки можно устраивать из одного ряда металлического шпунта,
забитого по периметру фундамента, без наружной грунтовой от-
сыпки, так как соединения стального шпунта обладают достаточно
высокой водонепроницаемостью. Перемычки обычно имеют прямо-
угольную форму в плане.
5* 131
Преимуществом их является
ГВ
пг
Рис, 5.5. Схема к расчету од-
норядной перемычки из метал-
лического шпунта:
/ — шпунт; 2 — распорная рама
Внутри перемычки в зависимости от глубины воды и котлована
устраивают одни или несколько ярусов распорных рам- Такие ра-
мы устанавливают по мере откачки воды и разработки грунта в кот-
ловане.
Перемычки рассчитывают иа давление воды, а ниже поверхности
дна — на давление воды и грунта (рис. 5.5) методами, рассмотрен-
ными в § 4.2.
При глубине воды свыше 10 м, а также когда фундамент имеет
не очень вытянутую форму в плане, может оказаться целесообраз-
ным устройство перемычек круглых в
плане. Преимуществом их является
меньшая водопроницаемость шпунта
за счет некоторого дополнительного
сжатия стыков, возникающего в пе-
риод откачки воды.
Для крепления круглых перемычек
можно использовать кольцевые рас-
порные рамы, расположенные с внут-
ренней стороны иа нескольких уровнях
по высоте перемычки. Каждая рама
работает иа сжатие от равномерного
давления, передаваемого иа нее шпун-
том в местах опирания последнего иа
раму.
Устройство кольцевого крепления
освобождает пространство внутри пе-
ремычки, что упрощает работы по выемке грунта и бетонированию
фундамента и нижней части опоры. В то же время надо учитывать
некоторый дополнительный расход шпунта по сравнению с прямо-
угольными перемычками, особенно для фундаментов вытянутой
формы в плане и более сложные условия погружения шпунта при
круглой форме перемычки.
Ряжевые перемычки. Такие перемычки состоят из ряжей и эк-
рана. Ряжи служат опорными конструкциями для водонепроницае-
мого экрана (рис. 5.6). Ряж представляет собой деревянный сруб,
заполненный камнем и песком. Различают сплошные рубленые ря-
жи из бревен и ряжи из деревянных брусьев, укладываемых с про-
межутками, равными высоте бруса. . . .
Рубленые ряжи — тяжелые и трудоемкие конструкции. В особен-
ности много времени уходит иа подгонку и устройство сопряжений
бревен.
Сквозные ряжи собирают из брусьев сечением от 18X18 до 22х
Х22 см. Брусья в углах и пересечениях соединяют без врубок—с
помощью металлических штырей, захватывающих по высоте 3... 4
ряда. В плане ряжи разделяют иа клетки. Преимуществом этого
типа ряжа по сравнению с рубленым является меньший расход леса,
простота сборки и меньшая трудоемкость, а также возможность
132
многократного использования брусьев. Поэтому сквозиые ряжи в
настоящее время применяют значительно чаще, чем сплошные бре-
венчатые.
Водонепроницаемый экран устраивают из щитов, состоящих из
одного или двух слоев досок, сплоченных в шпунт. При двухслой-
ном экране между слоя-
ми досок делают проклад-
ку из гидроизоляционных
материалов. Целесообраз-
нее устраивать экран нз
металлического шпунта.
Такой шпунт можно за-
бить иа некоторую глуби-
ну даже в полускальиые
грунты основания, чем
создается более надежная
защита от прорыва воды
в основании экрана, кото-
рое должно быть усилено.
При иеразмываемых грун-
тах для надежной задел-
ки этого места с наруж-
ной стороны укладывают
в мешках бетон или глину
с соломой. Эту работу вы-
полняют водолазы. При
размещении экрана на
размываемых грунтах ос-
нования и конструкции
экрана из деревянных
щитов с наружной его
стороны может потребо-
ваться грунтовая отсыпка
по типу, показанному иа
рис. 5.2, е.
Ширину ряжевых пе-
ремычек иа основе дан-
Рис. 5.6. Перемычка со сквозными ряжами:
/ — мешки с глиной; 2 — грунт; 3 — «кран нз до-
сок; 4 — заполнение намнем; 5 —брусья 18X19 см
ных практики принимают
равной (0,8,. .1,2) А», где Л» — максимальная глубина воды в пе-
риод строительства.
Расчет ряжа на сдвиг по основанию ведут по общей формуле
(1.3). Сдвигающей силой является давление воды на экран ряжа,
а при наличии грунтовой отсыпки — суммарное давление воды и
грунта.
Размеры ряжа должны быть подобраны так, чтобы равнодейст-
вующая всех сил не выходила из ядра сечения (средней трети).
В этом случае подошва ряжа не будет отрываться от основания и
133
ряж будет иметь необходимый запас устойчивости на опрокиды-
вание.
При проектировании ряжевых перемычек на нескальных грун-
тах дополнительно проводят расчеты прочности грунтового основа-
ния теми же методами, как и для фундаментов мелкого заложе-
ния на естественном основании. В необходимых случаях при сжи-
маемых грунтах основания определяют осадку и крен ряжа мето-
дами, рассмотренными в гл. 2.
Перемычки из льда и естественно замороженного грунта. В рай-
онах Севера, Сибири и Дальнего Востока зимой для защиты места
работы от поверхностных вод можно сооружать перемычки из льда.
Ниже дна водоема закрепить стены котлована и защитить его от
Рис. 5.7. Схема последовательного промораживания
(7-7 V):
1 — лед; 2 — намерзание льда снизу; 3 — замороженный
грунт
подтопления можно методом естественного замораживания грунтов
откосов и дна котлована.
Ледовые перемычки устраивают методом последовательного
промораживания (рис. 5.7). По этому методу скалывают лед слоя-
ми по 5... 10 см. К скалыванию каждого последующего слоя при-
ступают после того, как на нижней поверхности оставшегося слоя
льда нарастет новый слой.
На опускание перемычки этим методом требуется много време-
ни. При неосторожном скалывании льда возможны прорывы воды
и затопление перемычки. Ликвидируют затопление методом после-
довательного вымораживания воды, что еще больше удлиняет сро-
ки постройки.
Разработку нескального грунта ниже дна водоема ведут этим же
методом. Работу- начинают тогда, когда слой промерзшего грунта
достигает требуемой величины. За сутки снимают слой в среднем
толщиной 5... 15 см. Настолько же примерно опускается за это вре-
мя и нижняя граница промерзания.
Скорость промораживания зависит от местных условий и вида
грунта. Ее уточняют путем расчетов и непосредственных промеров
в процессе работ.
Разработку грунта в котловане ведут ие по всей площади, а
ячейками, оставляя между ними перегородки. Перегородки увели-
134
чивают прочность ограждения, а также предохраняют котлован от
полного затопления при прорыве воды через дно. В последнем слу-
чае будет затоплена только одна ячейка. Минимальную толщи-
ну слоя мерзлого грунта, а также размеры ячеек определяют рас-
четом.
Для проходки котлованов ниже уровня подземных вод в зимнее
время естественное промораживание грунтов применяют и на мест-
ности, не покрытой водой.
5.3. Бездонные ящики
Бездонные ящики используют для сооружения фундаментов,
подошва которых не заглубляется в грунт дна или заглубляется на
небольшую величину. Сооружение таких фундаментов возможно на
скальных или полускальных неразмываемых грунтах основания, об-
ладающих значительной несущей способностью. Небольшие слои
наносов над скальными грунтами можно удалить методом подвод-
ной разработки грунта перед опусканием ящика. При нескальных
грунтах основания бездонные ящики широко применяют для
возведения высоких ростверков свайных и столбчатых фундамен-
тов.
Бездонный ящик представляет собой конструкцию с водонепро-
ницаемыми стенками, изготовленную непосредственно над местом
опускания на подмостях, на поверхности льда зимой или на берегу
с последующей транспортировкой наплаву к месту производства ра-
бот. Как правило, погружают ящик в собранном виде.
При глубинах воды до 5...6 м ящики изготовляют из дерева
(рис. 5.8). Если ящик погружают на большую глубину, внутренний
каркас и крепления целесообразно делать металлическими.
Особое внимание при использовании бездонного ящика должно
быть обращено на создание водонепроницаемого примыкания ниж-
ней части его ко дну водоема. Для этого в иижней части ящика мо-
жет быть устроена брусчатая обвязка, к которой прикрепляют ва-
лик из мешковины или брезента, заполненный паклей или глиной.
Это обеспечивает более плотное прилегание стенок ящика к неров-
ностям скального дна водоема. Кроме того, с наружной стороны
место сопряжения усиливают кладкой из мешков, заполненных бе-
тоном или глиной, которые укладывают водолазы. В необходимых
случаях устраивают наружную отсыпку из грунта.
При водонепроницаемом основании и создании надежного сопря-
жения стен ящика с дном водоема можно откачать воду и вести
работы по кладке фундамента насухо.
При возведении фундамента на фильтрующих грунтах основания,
а также в случае ненадежного примыкания ящика ко дну водоема
дальнейшие работы ведут с укладкой слоя подводного бетона
(рис. 5.9). После того как бетон, уложенный подводным способом,
135
Рис. 5.8.
Конструкции сборного деревянного бездонного ящнка:
£ ~ ?*асвд: $ “ вид <х»ерху; ° —конструкция ножа при скальных грунтах; г — сопря-
„еиие щитов у верхней обвязки; д — конструкция ножа при нескальиых грунтах; е —
л!п°ме щн™в; 1 ЩИж№ 1; 2 ~ проушина для подъема щнта; 3 — швел-
mow- т 24 L "5 k£?J*P ФУпда^нта; 5 — пакля; 6 — промазка горячим биту-
мом, 7 — болты </««16Д /—300 мм; 8 -* хомуты 8X60, /—1100 мм; 9 — изоляция из двух
слоев толя по битуму; 10 — гвозди d-5,5 /—175 мм
наберет необходимую прочность, воду из ящика откачивают и по-
следующее бетонирование ведут насухо.
Деревянные стенки бездонных ящиков обычно устраивают съем-
ными; после возведения фундамента и подводной части сооружения
их извлекают и используют многократ-
но на возведении других опор (см.
рис. 5.8).
5.4. Разработка грунта
и бетонирование фундаментов
В тех случаях, когда производят
водоотлив, работы в котловане, ограж-
денном перемычками, ведут так же,
как и при устройстве фундаментов на
местности, ие покрытой водой. При
особо сильном притоке воды, когда от-
крытый водоотлив может привести к
разрушению грунта основания или
вымыванию раствора из бетона и клад-
Рис. 5.9. Бетонирование фун-
дамента с прнмеиеиием бездон-
ного ящика с устройством по-
душки нз подводного бетона:
1 — обкладка инза ящика мешка-
ми с глиной; 2 — подводный бе-
той; 3 — бетон, укладываемый на-
сухо; 4 — бездонный ящнк
ки, работы ведут без водоотлива, при-
бегая к подводной разработке грунта и подводному бетонированию.
Подводная разработка грунта. Для устройства фундаментов ис-
кусственных сооружений котлованы требуются сравнительно не-
больших размеров в плане и работы ведут, как правило, с приме-
нением креплений стен котлованов. В этих условиях для подводной
разработки грунта применяют грейферы, гидроэлеваторы и эр-
лифты.
Грейферные ковши в качестве сменного оборудования можно
подвешивать к стрелам экскаваторов и кранов различных конст-
рукций.
Разработку несвязных, а также малосвязных супесчаных и или-
стых грунтов можно вести гидроэлеваторами или эрлифтами
(рис. 5.10). Производительность этих агрегатов увеличивается при
разрыхлении и разжижении грунта с помощью подмывных труб
(гидроигл).
Гидроэлеваторы могут работать при любом уровне воды в кот-
ловане, лишь бы всасывающая труба находилась всегда в затоп-
ленном состоянии. Разработку грунта удобно вести при небольшом
слое воды. Эрлифты хорошо работают лишь в случае достаточной
глубины воды (от 4 до 8 м).
Подводное бетонирование. Такой способ бетонирования фунда-
ментов применяют в огражденных котлованах. Подводным способом
можно бетонировать только нижнюю часть фундамента (подушку).
Затем ведут водоотлив и дальнейшие работы выполняют обычным
путем. В других случаях бетон укладывают подводным способом на
полную глубину воды.
137
Рис. 5.10. Гидроэлеваторы и эрлифты:
а — гидроэлеватор с боковым подводом пульпы; б — гндроэлеватор с
кольцевой насадкой, позволяющей регулировать ширину щели, и цент-
ральной всасывающей трубой; в — гндрожелонка для удаления гальки
и мелких валунов; г — эрлифт; д — универсальный двухступенчатый
эрлифт-гндроэлеватор; / — насадка; У — камера смешивания; 3 — всасыва-
' ющая труба; 4 —диффузор
Одним из совершенных методов подводного бетонирования явля-
ется метод вертикально перемещающейся трубы, называемый ме-
тодом ВПТ (рис. 5.11,о). При этом для бетонирования в котловане
в зависимости от его размеров устанавливают вертикально одну или
несколько металлических труб диаметром от 200 до 300 мм. Трубы
собирают из звеньев. Их нужно размещать в плане так, чтобы
каждая точка бетонируемого фундамента находилась в пределах
Рис. 5.11. Схема подводного бетонирования по методу вертикально
перемещающейся трубы (ВПТ):
I—V —• последовательность бетонирования; 1 — подводный бетой; 2 — бетоно-
литная труба; 3 — воронка; 4 — двухстворчатый клапан; 5 — пробка из меш-
ковины
радиуса действия трубы. Наибольший радиус действия трубы, м,
определяют по формуле
г < 6йс/б, (5.3)
где kc — показатель сохранения подвижности бетонной смеси, ч;
/б — интенсивность бетонирования, м8/(м2-ч) (не менее 0,3).
Величина г обычно составляет 3 м, но она не должна превы-
шать & м.
На протяжении всего процесса бетонирования превышение стол-
ба бетона в трубе hj над уровнем воды должно быть не менее вели-
чины, определяемой по формуле
hi=r — 0,6^2, (5.4)
где hi — высота столба воды над уровнем бетона в фундаменте, м.
Для того чтобы исключить вымывание цемента из бетона при
первоначальном заполнении трубы, перед,; наполнением воронки в
ее горловине устанавливают пробку из мешковины, заполненной
паклей. От преждевременного опускания пробки под тяжестью бе-
тона, укладываемого в воронку, она удерживается двухстворчатым
клапаном.
139
Последовательность операций в начальной стадии бетонирова-
ния изображена на рис. 5.11, б. Затем бетонирование ведут путем
подъема трубы в строго вертикальном направлении и непрерывной
подачи бетона в трубу. В процессе бетонирования нижний конец
трубы должен все время находиться в бетоне.
Минимальная величина заглубления конца трубы ниже поверх-
ности бетона, по данным практики, в зависимости от глубины бе-
тонирования составляет 0,8... 1,5 м. Наибольшее заглубление трубы
/б» м, определяют по выражению
2ЛС/б* (5.5)
При таком порядке работы бетон поступает внутрь ранее уло-
женного объема, что исключает контакт новых порций бетона с во-
дой и предохраняет их от разрушения. Ослабленным будет только
верхний слой бетонной смеси, который в процессе бетонирования
находится в непосредственном контакте с водой. Этот слой впослед-
ствии нужно удалить.
Не следует допускать, чтобы труба перемещалась в горизон-
тальном направлении, так как в этом случае поступающий бетон
будет омываться водой, что приведет к резкому снижению его
прочности. Бетонную смесь применяют литой консистенции.
ГЛАВА 6
УКРЕПЛЕНИЕ ГРУНТОВ
При строительстве на сильносжимаемых и малопрочных грунтах,
когда возведение фундаментов мелкого заложения на естественном
основании становится нерациональным, такие грунты укрепляют
или устраивают фундаменты глубокого заложения, передающие на-
грузки на нижележащие прочные и малосжимаемые грунты.
Укреплять основания можно путем уплотнения грунтов, закреп-
ления их различными инъекционными методами, а также с исполь-
зованием постоянного электрического тока и термическим способом.
Песчаные грунты укрепляют уплотнением и различными химиче-
скими инъекционными методами. Применение последних основано
на более высоких значениях коэффициента фильтрации у песков,
чем у глинистых грунтов.
Для укрепления глинистых неводонасыщенных (так называемых
трехфазных) грунтов используют методы поверхностного уплотне-
ния. Макропористые трехфазные грунты, обладающие повышенной
водо- и газопроницаемостью (лёссы и лёссовидные грунты), можно
укрепить на значительную глубину не только уплотнением, но и
инъекционными методами и обжигом.
Основания из глинистых водонасыщенных грунтов укрепляют
способом предварительного обжатия весом насыпи и также с ис-
пользованием электрического тока. При первом способе требуется
устройство насыпи и значительное время для завершения процес-
сов консолидации основания. Второй метод еще недостаточно раз-
работан и применяют его в дорожном строительстве для стабили-
зации грунтов склонов и откосов выемок. При этом способе требу-
ется также длительное воздействие тока на грунт.
Способ укрепления грунта выбирают путем сравнения вариан-
тов по технико-экоиомическим показателям с учетом области при-
менения каждого метода.
6.1. Устройство песчаных подушек
Грунт, имеющий недостаточную прочность и высокую сжимае-
мость, в основании сооружения можно заменить песчаной подушкой.
Если толщина слоя такого грунта под подошвой фундамента не
превышает 1,5 ...2 м, песчаную подушку обычно доводят до кровли
141
подстилающего прочного слоя. Наличие подушки уменьшает глуби-
ну заложения фундамента и сокращает объем кладки.
При значительной мощности слоя непрочного грунта применяют
распределительные песчаные подушки небольшой высоты (рис. 6.1).
Песчаная подушка, воспринимая давление от фундамента, передает
его окружающему грунту, распределяя на большую площадь.
Замена сильно сжимаемого грунта под фундаментом песчаной
подушкой, имеющей более высокий модуль общей деформации в
зоне действия наибольших сжи-
Прочные грунт г =Е
Рнс. 6.1. Схема к расчету песчаной
подушки
мающих напряжений, значитель-
но снижает осадку фундамента.
Песчаные подушки ускоряют так-
же уплотнение залегающих ниже
водонасыщенных глинистых грун-
тов вследствие дренирования по-
ровой воды из них в подушку.
При устройстве песчаных по-
душек выше глубины промерза-
ния пучинистых грунтов их необ-
ходимо предохранять от заиления
во избежание пучения. Если по-
душка насыщена водой, пучение
возможно вследствие бокового
смерзания ее с окружающим пу-
чинистым грунтом.
Для устройства песчаных по-
душек используют среднезерни-
стые и крупнозернистые пески.
Укладывают песок послойно с
трамбованием.
Плотность грунта в подушках должна составлять не менее 0,96
от максимальной плотности, устанавливаемой опытным путем. При
отсутствии опытных данных допускаемая плотность сухого грунта
должна быть для однородных крупно- и среднезерннстых песков не
менее 1,6 т/м3, а для разнородных — не менее 1,65 т/м3. Модуль де-
формации уплотненного крупного песка в подушке может быть
принят 3.0 МПа, а среднего — 20 МПа.
При расчете песчаной подушки определяют ее высоту и размеры
в плане. Высоту подушки ha можно найти из условия (3.30), кото-
рое для данного случая (см. рис. 6.1) имеет вид
Yi Л+Yi* + «о О’—YiA) </?.
(6.1)
Высота песчаной подушки должна быть проверена и из условия
обеспечения допустимой осадки фундамента.
Суммарная осадка подушки sn и нижележащего грунта 5сл не
должна превышать предельно допустимой величины sn₽ для данного
142
фундамента:
где £i — модуль деформации грунта подушки; £?—то же, нижеле-
жащего грунта; т — число слоев грунта, на которые разбита эпюра
давлений в пределах подушки; п — общее число элементов эпюры
давлений в пределах сжимаемой толщи.
Если условие (6.2) не удовлетворяется, то, пользуясь им, путем
подбора уточняют Лп.
Размеры подошвы подушки Ьа и ап должны превышать размеры
фундамента в плане на такую величину, чтобы в пределах подушки
нормальные напряжения av и ах были снижены до величин, при ко-
торых обеспечивается устойчивость грунта вокруг подушки, а его
горизонтальные деформации не вызывают чрезмерной осадки фун-
дамента за счет изменения формы подушки. Ширину песчаной по-
душки для удовлетворения приведенных выше требований назна-
чают по данным практики из условия, чтобы угол рп (см. рис. 6.1)
был в пределах л/4-т-л/6.
6.2. Способы уплотнения грунтов
Поверхностное уплотнение грунтов. Уплотнить глинистые трех-
фазные грунты на глубину до 0,5 ...0,6 м можно с помощью пнев-
мокатков, которые широко применяют в дорожном строительстве
для послойного уплотнения возводимых из грунтов насыпей, дамб
и т. д.
Несвязные грунты хорошо уплотняются передвижными вибро-
плитами на глубину 0,5... 0,8 м и виброкатками на глубину до 1 м.
Связные и несвязные грунты можно уплотнять гружеными автома-
шинами иа глубину 0,4... 0,7 м. Имеются трамбующие машины, обес-
печивающие большую глубину уплотнения (до 1,2 м). Применение
указанных механизмов рассматривается в курсе строительства ав-
томобильных дорог. Из-за небольшой глубины уплотняемой зоны
для укрепления оснований фундаментов эти методы малопригодны.
Из методов поверхностного уплотнения грунтов при устройстве ос-
нований наиболее распространен метод уплотнения с помощью тя-
желых трамбовок массой 2,5... 15 т и диаметром 1,2 ...3,5 м, подве-
шиваемых к стрелам кранов-экскаваторов и сбрасываемых с высоты
3,5... 10 м (рис. 6.2). При этом грунт уплотняется на глуЬииу /гу=«
=2...8 м. Этот метод применяют для уплотнения глинистых и пес-
чаных грунтов, имеющих степень влажности Sr^0,75.
Поверхностное уплотнение широко используют для устранения
просадочных свойств лёссовидных грунтов.
Трамбовки имеют в плане обычно круглую форму и изготовля-
ются из железобетона. Применяют и сборные трамбовки из пакетов
стальных листов, что позволяет менять их массу. Грузоподъемность
крана-экскаватора для обеспечения нормальной работы должна в
3... 4 раза превышать массу трамбовки.
Уплотняют грунты участками. Число ударов трамбовки прини-
мают из условия уплотнения грунта до «отказа». Отказ соответст-
вует тому числу ударов, начиная с которого приращение понижения
трамбуемой поверхности от каж-
дого удара происходит на одно и
то же значение (рис. 6.3). Его
уточняют на месте опытным трам-
бованием. Для достижения тре-
буемого уплотнения грунта обыч-
но бывает необходимо от 8 до
16 ударов трамбовки по одному
месту.
Котлован, дно которого под-
вергается поверхностному уплот-
Рнс. б.З. Зависимость приращения осад-
ки трамбуемой поверхности от числа
ударов:
/ — точка уплотнения «до отказа»
Рнс. 6.2. Схема поверхностного уп-
лотнения грунта тяжелой трамбов-
кой:
/ — уплотняемая полоса; 2 — полоса пе-
рекрытия; 3 — уплотненная полоса; 4 —
место стоянки экскаватора; 5 — ось про-
ходки экскаватора; 6 — трамбовка
нению, разрабатывают с недобором на величину понижения по-
верхности, которую устанавливают опытным трамбованием. По
окончании основного процесса уплотнения основания разрыхлен-
ный при трамбовании верхний слой доуплотняют легкими ударами
трамбовки, сбрасываемой с высоты 0,5...1 м. При больших пло-
щадях трамбуемой поверхности для этой цели применяют катки.
Уплотнять грунты трамбованием следует при их оптимальной
влажности w0. Если естественная влажность грунта w меньше оп-
тимальной, то перед трамбованием котлован замачивают. Необхо-
димое количество заливаемой воды в м3 на 1 м2 площади котлована
определяют по формуле
где р3 — плотность частиц грунта; е — коэффициент пористости
грунта до уплотнения.
144
Трамбованием добиваются плотности грунта основания, соответ-
ствующей коэффициенту уплотнения ^^0,95. Просадочные грунты
уплотняют до состояния, при котором полностью устраняются их
просадочные свойства.
Известно применение очень тяжелых трамбовок массой 10...
200 т, сбрасываемых с высоты 20 ...40 м, для работы которых ис-
пользовали специальные краны и копры. Таким оборудованием уп-
лотняли насыпные грунты, рыхлые пески и глины на глубину 6...
35 м.
Глубину уплотнения грунта сверхтяжелыми трамбовками опре-
деляют по формуле, полученной на основе экспериментальных по-
левых исследований
hy=my V Mh,
(6.4)
где ту — коэффициент, зависящий от свойств уплотняемого грунта,
значения которого изменяются от 0,5 до 1 (м/т) V»; М — масса трам-
бовки, т; h — высота падения, м.
Опыт применения этого способа показал, что при трамбовании
в несколько этапов с перерывами между ними сверхтяжелыми трам-
бовками возможно уплотнять не только трехфазиые, но и водона-
сыщенные глинистые грунты.
К поверхностным методам уплотнения грунтов относится и ме-
тод вытрамбовывания котлованов, заключающийся в сбрасывании
в одно и то же место с высоты 4 ...8 м трамбовки массой 1,5... 10 т,
имеющей фбрму будущего фундамента. За счет вытеснения грунта
трамбовкой образуется котлован такой же формы. При этом грунт
ниже котлована и вокруг него уплотняется. Фундамент бетонируют
враспор со стенками котлована. Благодаря плотному прилеганию
фундамента не только ко дну котлована, но и к уплотненному грун-
ту его откосов в расчете такого фундамента в отличие от фунда-
мента, возводимого в предварительно отрытом котловане с обрат-
ной засыпкой пазух, учитывают работу грунта у его боковой по-
верхности. Несущая способность фундамента возрастает (главным
образом) и за счет уплотнения грунта.
Фундаменты в вытрамбованных котлованах устраивают с пло-
ской или клиновидной подошвой неглубокого заложения (до 1,5 м)
или удлиненной формы (глубиной заложения до 4 м) с заострени-
ем на конце, ниже которого создают уширение из втрамбованного
щебня. Фундаменты в вытрамбованных котлованах имеют форму,
расширяющуюся вверх, с наибольшим сечением у обреза. Их при-
меняют под несущие малонагруженные конструкции промышленных,
гражданских и сельскохозяйственных зданий в непучинистых грун-
тах, способных уплотняться при вытрамбовывании котлованов.
В глинистых водонасыщенных слабых грунтах они не эффективны,
поскольку такие грунты плохо уплотняются и подвержены мороз-
ному пучению.
445
Глубинное уплотнение грунтовыми сваями. Глубинное уплотне-
ние грунта можно выполнить с помощью грунтовых свай. Сущность
этого способа заключается в устройстве на определенном расстоя-
нии друг от друга скважин, которые заполняют уплотненным грун-
том. Для образования скважин применяют способы, основанные на
вытеснении природного грунта из объема, занимаемого скважиной.
Вследствие этого и происходит
а пробивка скважин; б — заполнение
скважины грунтом с трамбованием; / —
кондуктор; 2 — штанга бурового станка; 3 —
наконечник; 4 — уплотненный грунт
оборудование к крану-экскаватору
калькой стойки, соединенной со
уплотнение грунта между свая-
ми. Несущая способность осно-
вания повышается и за счет
самих грунтовых свай, в кото-
рых грунт доводится до состоя-
ния требуемой плотности.
Связные грунты уплотняют
грунтовыми сваями при Sr^
<:0,7. В таких грунтах, спо-
собных держать вертикальные
стенки, скважины на всю глу-
бину уплотняемой зоны проби-
вают специальным снарядом,
состоящим из штанги (сердеч-
ника) и наконечника большего
диаметре. Засыпаемый в сква-
жину грунт уплотняют тем же
снарядом (рис. 6.4). Для уст-
ройства грунтовых свай ука-
занным методом применяют
станки ударно-канатиого бу-
рения БС-1М. и БСТ2, а также
навесное оборудование к кра-
ну-экскаватору. Станками
БС-1М. пробивают скважины
диаметром 0,5...0,55 м, при
этом грунт уплотняется в ра-
диусе 0,7.. .0,9 м. Навесное
состоит из направляющей верти-
стрелой крана и имеющей внизу
опорную плиту, устанавливаемую на грунт, и пробивного снаряда
массой 3...3,5 т с наконечником диаметром 52...82 см, сбрасывае-
мого с высоты 4...10 м. Это обеспечивает устройство скважин диа-
метром 0,7...1 м и уплотнение грунта в радиусе 1,2...1,8 м.
Скважины можно устраивать и энергией взрыва. Для этого на
месте грунтовой сваи пробивают скважину-шпур диаметром 60...
80 мм (рис. 6.5), в которую опускают заряд ВВ, состоящий из пат-
ронов, соединенных в цепочку. После взрыва образуется скважина
диаметром около 40 см. Скважины заполняют грунтом, имеющим
оптимальную влажность. При трамбовании диаметр скважины не-
146
сколько увеличивается, что приводит к дополнительному уплотне-
нию грунта между сваями. Если естественная влажность уплотняе-
мого грунта меньше оптимальной, то его доувлажняют.
В грунтах несвязных, в которых вертикальные стенки скважин
не держатся, рассмотренные выше способы устройства грунтовых
свай неприменимы. В подобных грунтах извлекать сердечник и на-
бивать сваи грунтом нужно
одновременно.
Разновидностью грунто-
вых свай являются песча-
ные, технология изготовле-
ния которых обеспечивает
совмещение процессов из-
влечения трубы и устройст-
ва сваи. Песчаные сваи
устраивают для уплотнения
водонасыщенных рыхлых
песчаных грунтов, мелких и
пылеватых песков, песчаных
грунтов с прослойками су-
глинков, глин или илов. Осо-
бенностью работы песчаных
свай в водонасыщенных
грунтах является то, что они
работают как вертикальные
дрены, ускоряя процесс
уплотнения таких грунтов.
Для устройства песчаных
свай в грунт на заданную
глубину с помощью вибра-
тора погружают обсадную
трубу, имеющую на конце
инвентарный самораскры-
вающийся башмак. Затем
трубу засыпают песком и од-
новременно заливают водой
до полного водонасыщения песка, чем устраняется его капилляр-
ная связность. После заполнения трубы включают вибратор и под-
нимают трубу. В начале подъема инвентарный башмак раскрыва-
ется, и песок начинает поступать в грунт. Для увеличения радиуса
и степени уплотнения окружающего грунта применяют повторные
погружения трубы в то же самое место и заполнение скважин пе-
ском при ее извлечении.
Грунтовые сваи в основании размещают в шахматном порядке
так, чтобы центры трех соседних свай образовывали равносторон-
ний треугольник (рис. б.б). При таком размещении достигается
наибольший эффект уплотнения. Расстояния между осями свай (шаг
147
Рис. 6.5. Схема образования скважины
энергией взрыва:
а — устройство скважнны-шпура; б — скважн*
на-шпур, подготовленная к взрыву; в — гото*
вая скважина; / — молот; 2 — наголовник цз
муфты; 3 —* буровые штанги; 4 — башмак; S **
деревянный брусок для подвески заряда; 6 **
детонирующий шнур; 7 — заряд ВВ
Рис. 6.6. Схема к опреде-
лению расстояния между
осями грунтовых свай
свай) выбирают из условия получения необходимой плотности грун-
та межсвайного пространства.
Для вывода расчетной зависимости выделим по длине сваи уча-
сток, достаточно удаленный от ее концов, высота которого равна
единице. Объем грунта в виде трехгран-
ной призмы, имеющей в основании рав-
носторонний треугольник АВС (рис. 6.6),
после уплотнения уменьшится на полови-
ну объема сваи. Можно считать, что
объем минеральных частиц до уплотне-
ния и после него остается неизменным,
если пренебречь сжимаемостью самих
частиц. Тогда можно записать
/5^/14 (1 -H„)l=(/&2/4 - я4/8)/( 1+ем).
Преобразуя это выражение, получим
/s=0,952rfc/(l -^еи)/(ев-ек), (6.5)
где ея и ек— коэффициенты пористости
грунта до и после уплотиения.
Для определения коэффициента ек испытывают образцы грунта
разной плотности (с разными е) на сжимаемость и прочность иа
сдвиг. Значение ек устанавливают таким, при котором грунт будет
иметь требуемый модуль деформации и необходимые характеристи-
ки сдвига, что должно обеспечить осадку фундамента в пределах
допустимой величины и его устойчивость.
Для просадочных грунтов значение ек нужно выбирать таким,
при котором исчезают просадочные свойства этих грунтов. Обычно
устранение просадочных свойств происходит при ек== 0,59 ...0,64.
шаг свай необходимо уточнять на основе опытных работ, в ре-
зультате которых проверяют фактически полученный ек и вносят
соответствующие, коррективы в величину t.
При устройстве грунтовых свай грунт в котловане должен не
добираться до проектной отметки на толщину верхнего недоуплот-
иенного (буферного) слоя. Этот слой удаляют после устройства
грунтовых свай или доуплотняют тяжелыми трамбовками. Толщина
буферного слоя составляет (4 ...6) dc. Скважииы пробивают через
одиу. Скважины второй очереди пробивают после заполнения грун-
том предыдущих скважии.
Расстояние от подошвы фундамеита до иижних концов свай
(длина свай) определяется размерами сжимаемой толщи и толщи-
ной слоя укрепляемого грунта. При значительной толщине слоя сла-
бого груита глубину уплотиения выбирают такую, при которой сум-
марная осадка уплотненного и иеуплотнениого слоя не превысила
бы допустимого значеиия для данного сооружения. Толщину уплот-
148
ненного слоя определяют аналогично расчету толщины песчаной
подушки по выражениям (6.1) и (6.2).
Известковые сваи можно устраивать для глубинного уплотнения
водонасыщенных глинистых и заторфованных грунтов. Технология
изготовления таких свай сходна с технологией устройства грунто-
вых и песчаных свай. Разница заключается в том, что скважины за-
полняют уплотненной негашеной известью. При гашении извести в
грунте ее объем увеличивается до двух раз, что приводит к допол-
нительному уплотнению грунта между сваями. Под воздействием
теплоты, выделяемой при гашении извести и возникающих физико-
химических процессов между известью и грунтом, грунт вокруг сваи
также дополиительно упрочняется.
Известны способы устройства грунтоизвестковых свай методом
перемешивания грунта с известковым порошком непосредственно в
скважине без извлечения грунта на поверхность. По сравнению с
песчаными сваями недостатком известковых свай является то, что
после гашения они становятся практически водонепроницаемыми,
т. е. не способствуют дренированию основания.
Грунтоцементные сваи устраивают буросмесительным способом.
В этом способе цемент или его суспензию вводят в грунт специаль-
ным буросмесителем, который одновременно размельчает лопастями
грунт и равиомерно перемешивает его с цементной суспензией не-
посредственно в скважине. Имеются специальные машины для из-
готовления буросмесительным способом грунтоцементных свай диа-
метром 0,4... 1,0 м и глубиной до 20 м. Одним из видов грунтоце-
ментных свай являются илоцементиые.
Предел прочности на сжатие цементогрунта в сваях зависит от
свойств грунта и количества цемента и составляет несколько мега-
паскаль. С течением времени он возрастает. Морозостойкость мате-
риала таких свай также зависит от свойства грунтов. Для некото-
рых грунтов она может быть очень низкой, поэтому при примене-
нии цементогрунтовых свай в эоне промерзания необходимо предва-
рительно проводить испытания на морозостойкость материала свай.
Глубинное виброуплотнение песков. Рыхлые пески можно уп-
лотнить специальными виброустаиовками, гидровибрационными
установками, а также глубинными вибраторами, используемыми
для уплотнения бетонной смеси. Возможная глубина уплотнения
зависит от типа применяемого механизма. Виброустановка ВУУА-4
и глубинные вибраторы типа С-825 и С-826 способны уплотнять
грунт на глубину 4 м, виброустановка ВУУП-6 (рис. 6.7)—на 6 м,
а гидровибрациоиная установка С-629—на 10 м.
Виброустановка обслуживается гусеничными или пневмоколес-
ными машинами, грузоподъемность которых примерно в 2 раза
должна превышать массу установки. Гидровибрациоиная установка
обеспечивает подачу в грунт воды в процессе уплотнения. Уплотни-
тели установок погружают в грунт по треугольной сетке аналогично
пробивке скважин под грунтовые сваи. Расстояние между точками
149
догружения предварительно принимают 2...3 м. Это расстояние
уточняют по данным опытного уплотнения.
Радиус уплотнения глубинными вибраторами составляет 0,7...
0,8 м. Продолжительность цикла уплотнения песка с одной стоянки
виброустановкн зависит от его характеристик и составляет 10...
15 мнн. Грунт уплотняют до требуемого проектного значения его
Рис. 6.7. Виброустановка ВУУП-6:
/ —. вибропогружатель В-401; 2 — трубчатая
штанга; 3 — стальные ребра
плотности в сухом состоянии.
Другие способы уплотнения
грунтов. Предварительно замо-
ченные лёссовидные просадоч-
ные грунты, рыхлые пески и
супеси могут быть уплотнены
подводными или глубинными
взрывами.
Уплотнение подводными
взрывами осуществляют нз за-
топленных котлованов с глуби-
ной воды не менее 1,3...1,5 м.
Заряды ВВ устанавливают в
воде по сетке через 0,6...1,2 м
на расстоянии 0,3...0,4 м от
дна котлована. Толща воды
над зарядами служит для га-
шения энергии взрыва, направ-
ленной вверх. После взрыва
зарядов грунт уплотняется на
глубину до 4 м. При уплотне-
нии глубинными взрывами за-
ряды ВВ массой от 5 до 12 кг
помещают на глубине. 4...12 м
в предварительно пробуренные
на расстояниях 4.. .10 м друг
от друга скважины. После подрывания зарядов В В грунт уплотня-
ется в нижней части массива. При этом поверхность над зоной
уплотнения оседает на 0,5.. .2,5 м. Верхний слой грунта толщиной
2.. .6 м уплотняется недостаточно. Его доунлотняют другими спо-
собами. Наибольший эффект уплотнения энергией взрыва дости-
гается при Sr—0,7.. .0,8.
Основания, сложенные как песчаными, так и глинистыми грун-
тами, могут быть уплотнены методом предварительного обжатия их
силой тяжести насыпи. Однако для создания необходимого давле-
ния на уплотняемое основание обычно требуется большой объем
грунта насыпи. При строительстве автомобильных дорог способ
предварительного обжатия можно использовать для уплотнения ос-
нований труб и фундаментов устоев мостов. В этих случаях на ме-
сте трубы или устоя моста вначале отсыпают насыпь, а после
уплотнения основания отрывают котлован для устройства фундамен-
150
тов. Такая последовательность работ не только вызывает уплотне-
ние основания, но уменьшает н даже полностью устраняет влияние
насыпи на перемещение трубы или фундамента мостового устоя.
Уплотнить водопроницаемые грунты можно понижением уровня
подземных вод с помощью иглофильтровых установок или водопо-
низительных скважин. Этим устраняется взвешивающее действие
воды на грунтовые частицы, что увеличивает их вес, под действием
которого и происходит уплотнение основания.
6.3. Способы закрепления грунтов
Под закреплением грунтов подразумевают такие методы их уп-
рочнения, при которых между частицами грунта искусственным
путем создаются дополнительные связи, в результате чего возраста-
ет прочность грунта и уменьшается его сжимаемость. В отличие от
методов уплотнения, рассмотренных выше, при закреплении грун-
тов их структура существенно не изменяется.
Прочность грунтов при закреплении их увеличивается в резуль-
тате специальной обработки. Так, при инъекционном химическом
методе в поры грунта нагнетаются различные затвердевающие рас-
творы. В этом случае увеличивается и плотность закреплённого
грунта за счет дополнительной массы нагнетаемых растворов.
При термических методах закрепления грунтов, к которым от-
носится обжиг и замораживание, в первом случае происходят необ-
ратимые изменения в связях между частицами грунта под действи-
ем высоких температур; во втором случае дополнительные связи
возникают вследствие перехода воды нз жидкого в твердое состоя-
ние. Наконец, электроукрепленне грунтов сопровождается как их
уплотнением за счет уменьшения влажности, так и образованием
дополнительных связей в результате электрохимических процессов,
возникающих при прохождении через грунт постоянного электри-
ческого тока.
Инъекционные методы закрепления грунтов. Этими методами
могут быть закреплены грунты, обладающие значительной водопро-
ницаемостью, что позволяет нагнетать в них закрепляющие раство-
ры. К таким грунтам относятся все несвязные, макропористые лёс-
совые и трещиноватые скальные и полускальные.
Инъекционные химические методы. Из методов
•этой группы нашли наибольшее применение в строительстве сили-
катизация, смолнзацня и цементация грунтов. При силикатизации
(кроме способа однокомпонентного закрепления лёссовых грунтов)
и смолнзацнн закрепление грунта возникает в результате реакции
между двумя растворами: крепителя и отвердителя. Если крепитель
и отвердитель нагнетают в грунт поочередно, то такой метод за-
крепления называется двухрастворным. При однорастворном спо-
собе закрепления оба раствора смешивают перед нагнетанием. При
газовой силикатизации отвердителем служит нагнетаемый в грунт
диоксид углерода.
В методе силикатизации крепителем является раствор силиката
натрия (жидкое натриевое стекло). В качестве отвердителей ис-
пользуют растворы различных химических веществ. При однораст-
ворной силикатизации лёссовых просадочных грунтов роль отверди-
теля выполняет сам грунт (водорастворимые соли грунта и его об-
менный комплекс).
В методе смолизации в качестве крепителя используют раство-
ры карбамидных смол марок М, М-2, М-3, МФ-17, в качестве
отвердителей — растворы соляной и щавелевой кислот.
Для цементации применяют цементные, цементно-песчаные, це-
ментно-глино-песчаные и цементно-глинистые растворы.
Область применения различных способов закрепления в зави-
симости от вида грунта и его коэффициента фильтрации йф, а также
средние значения прочности закрепленных грунтов на одноосное
сжатие /?«« даны в табл. 6.1.
Силикатизацию и смолизацию применяют для повышения несу-
щей способности и уменьшения сжимаемости оснований строящихся
сооружений; для усиления оснований под фундаментами существую-
щих зданий в случае их аварийного состояния или реконструкции,
для укрепления грунтов оснований существующих фундаментов при
проходке вблизи них (ниже подошв) тоннелей метрополитенов и
других подземных выработок, для укрепления слабых грунтов при
проходке их подземными выработками, а также для устройства
противофильтрациониых завес. Преимущество смолизации перед
силикатизацией заключается в большей прочности закрепления мел-
ких и пылеватых песков (см. табл. 6.1). Недостатком смолизации
является выделение токсичного формальдегида, что необходимо учи-
тывать при проведении работ. Из закрепленного силикатизацией
грунта под фундаментами можно создавать сплошной массив, или
комбинировать массив в верхней части со столбами в нижней. Це-
ментацию применяют главным образом для уменьшения водопрони-
цаемости трещиноватых скальных пород при проходке в них выра-
боток.
При химическом инъекционном укреплении грунтов растворы на-
гнетают в грунт через инъекторы, которые подразделяются на за-
бивные постоянного сечения, предназначенные .для закрепления
песков на глубину до 15 м (рис. 6.8); забивные переменного сечения,
используемые для силикатизации лёссовых грунтов на глубину 15 м;
инъекторы-тампоны, предназначенные для силикатизации лёссовых
грунтов на большие глубины и для цементации грунтов через инъ-
екционные скважины; инъекторы* манжетно-тампонного типа, при-
меняемые для закрепления грунтов через скважины в особо слож-
ных геологических и гидрогеологических условиях. Последние два
типа инъекторов позволяют нагнетать растворы в грунт на точно
заданном по глубине скважины уровне.
152
Таблица 6.1
Наименование способов и исходных реагентов Реакция сре- ды закреп- ляющих реа- гентов Область применения /?сж, МПа
Номенклатура и неко- торые характеристики грунтов Аф, м/сут
Двухрастворная си- ликатизация (сили- кат натрия и хлори- стый кальций) Щелочная Пески от гравели- стых до среднезерни- стых 5... 80 5
Однорастворная си- ликатизация (снлнкат натрия и кремиефто- ристо-водородиая кис- лота) > Пески от средие- зериистых до пыле- ватых, в том числе карбонатные 0,5... 20 3
Однорастворная си- ликатизация (снликат натрия) > Просадочные лес- совые грунты, обла- дающие емкостью по- глощения не менее 10 мг-экв/100 г грун- та н Sr С 0,7 >0,2 2
Г азовая силикати- зация (силикат нат- рия и диоксид угле- рода) » То же, ио Sr^0,75 >0,2 2
Пески от средие- зериистых до пыле- ватых, в том числе карбонатные 0,5... 20 3
Однорастворная си- ликатизация (силикат натрия и формамиде добавкой кремнефто- ристоводородной кис- лоты) > То же 0,5... 25 2
Одиораствориая си- ликатизация (силикат натрия, и ортофос- форная кислота) Кислая Пески о г средие- зериистых до пыле- ватых 0,5... 10 0,35
Одиораствориая си- ликатизация (силикат натрия и алюминат натрия) Щелочная То же, в том числе карбонатные 0,5... 10 0,25
Продолжение табл. 6.1
Наименование способов н исходных реагентов Реакция сре- ды закреп- ляющих реа- гентов Область применения МПа
Номенклатура и неко. торые характеристики грунтов Аф, м/сут
Одиораствориая смолизация (карбо- мидиые смолы марок М, М-2, М-3, МФ-17 и соляная кислота) Кислая Пески всех видов, кроме карбонатных 0,5... 50 5
Одиораствориая смолизация (карбо- мидиые смолы марок М, М-2, М-3, МФ-17 и щавелевая кисло- та) » Пески всех видов, в том числе некото- рые карбонатные 0,5... 50 / 5
Цементация Щелочная Пустоты в грунтах всех видов. Крупно- обломочные и неко- торые гравелистые песчаные, трещино- ватые скальные и по- лускальиые грунты. Для скальных и по- лускальиых удельное водопоглощение >0,01 л/(миН'М2), для прочих >50 у
Примечание. В первом столбце таблицы в скобках вначале указан
крепитель, а затем отвердитель.
Растворы нагнетают в грунт с использованием пневмобака либо
насоса, либо дозировочного агрегата. Давление нагнетания состав-
ляет 0,6... 1 МПа.
При силикатизации с поверхности оставляют слой незакреплен-
ного грунта не менее 1 м или на поверхности устраивают бетонную
подготовку толщиной не менее 10 см с отверстиями для пропуска
ииъекторов.
Для образования сплошного массива закрепленного грунта инъ-
екторы размещают в плане в шахматном порядке в вершинах рав-
носторонних треугольников. Расстояние между инъекторами прини-
мают такое, чтобы любая точка грунта /находилась в радиусе дей-
ствия инъектора г. Тогда расстояние между рядами—1,5 г
(рис. 6.9). Радиус действия одного инъектора колеблется в преде-
лах 0,3... 1,0 м в зависимости от вида грунта, его коэффициента
фильтрации и способа закрепления.
154
Грунт закрепляют за несколько заходок. Высота одной равна
длине инъектора плюс 0,5г. Закрепление однородных водопроницае-
мых грунтов производят сверху вниз. В этом случае верхняя закреп-
ленная зона позволяет эффективнее вести закрепление нижележа-
щих слоев грунта. Если же коэффициент фильтрации с глубиной
возрастает, то закрепляют грунт снизу вверх.
Рис. 6.8. Забивной ийъектор
для силикатизации и смолиза-
ции песков
Рис. 6.9. Схема расположения
ииъекторов и образование
сплошного укрепленного мас-
сива по заходкам:
I—III — номера заходок
В неоднородных слоистых грунтах в первую очередь закрепляют
слой с большим коэффициентом фильтрации.
Битумизация и глинизация. Эти методы применяют
для уменьшения водопроницаемости трещиноватых скальных пород
при проходке в них выработок, а также при устройстве противо-
фильтрационных завес в песчаных грунтах. Битумизация может
быть горячей и холодной. Первый способ используют для уменьше-
на
ния водопроницаемости трещиноватых скальных пород. По сравне-
нию с цементацией битумизацию можно осуществлять при больших
скоростях течения грунтовых вод и наличии больших каверн, а так-
же агрессивных вод.
Этот метод применим при ширине трещин более 3...5 мм и удель-
ном водопоглощении не менее 17 см8/с. Сущность метода заключа-
ется в том, что в пробуренные скважины диаметром dc« 100 мм
нагнетают под давлением битум, нагретый до температуры 200...
220°С. Нагнетают его через трубчатые инъекторы ds=40...50 мм,
имеющие в нижней части отверстия.
Холодную битумизацию грунтов производят с помощью битум-
ной эмульсии с коагулянтом, который после нагнетания вызывает
склеивание частичек битума между собой с отделением воды. Этот
метод можно использовать и для устройства противофильтрацион-
ных завес в песчаных грунтах с коэффициентом фильтрации 0,012...
0,120 см/с.
Материалом для глинизации служит водная суспеиция бентони-
товых и суббеитонитовых глин с содержанием монтмориллонита ие
меиее 60%. Суспензию нагиетают в грунт под давлением через инъ-
екторы, аналогично цементации и битумизации.
Укрепление глинистых грунтов с помощью электрического тока.
Глинистые водонасыщеиные грунты со степенью влажности, близ-
кой к 1,0 или равной ей, невозможно укрепить с помощью рассмот-
ренных выше инъекционных способов, так как такие грунты обла-
дают малой проницаемостью. Подобные грунты можно укреплять с
помощью электрического тока. Если через глинистый грунт пропу-
скать постоянный ток, то содержащаяся вода в грунте будет дви-
гаться в сторону катода. Это явление получило название электро-
осмоса. Кроме того, в глинистых грунтах под влиянием воздействия
постоянного электрического тока часть связанной воды переходит в
свободную, в результате чего увеличивается эффективное сечение
пор, способное пропускать свободную воду. Вследствие этого коэф-
фициент фильтрации в суглинистых грунтах возрастает в 10... 12,
в глинистых до 100 раз.
Наряду с явлением электроосмоса в грунте может происходить
явление электрофореза—движение отрицательно заряженных кол-
лоидных частиц н мелких глинистых частиц к положительному по-
люсу источника тока. Электрофорез способствует осветлению отка-
чиваемой из грунта воды. Удаляя избыток воды у катодов при элек-
троосмосе, можно добиться уменьшения влажности глинистого грун-
та и его уплотнения.
Использование способа электроосмоса для осушения котлованов
рассмотрено в § 4.3. Аналогично можно осушить глинистый неза-
соленный грунт с целью его уплотнения. Для этого в грунт на глу-
бину уплотнения погружают электроды (рис. 6.10). В качестве ка-
тодов используют иглофильтры. Мощность электроустановки, кВт,
при электроосмотическом уплотнении определяют по формуле
156
Р,=»^/(1000/?,),
(6.6)
где U — напряжение, В; Л, — сопротивление системы электро-
дов, Ом;
/?,=Р, [*,/а,+0-6371п(0,159а,/г)]/1/ср(л— 1)</п —1)1, (6.7)
где р( — удельное электрическое сопротивление грунта, Ом-см; й» и
а, — расстояние между рядами электродов и между электродами в
ряду соответственно, см; г—радиус электрода, см; /Ср—средняя
величина рабочей длины электродов, см; п—число электродов в
раду; т — число рядов электродов.
5 6
Рис. 6.10. Схема электроосушения грунтов:
/— влектроды-иглофильтры (катоды); Я —глухие влектро-
ды (аноды); 3 ** соединительные токопроводы; 4 — коллек-
тор; 3 — насосы; tf — водосброс; 7 — мотор-генератор; в —
гибкие шланги; 9 — начальный уровень грунтовых вод; /б —
депрессиоииаи кривая
Величину р» можно определить из выражения
р,=/?олД>
(6.8)
где — электрическое сопротивление образца грунта, определяе-
мое лабораторным путем; А и I—площадь поперечного сечения и
длина образца.
Расход электроэнергии, МДж, определяют по формуле
(6.9)
157
где i3 — время уплотнения грунта, устанавливаемое на основе опыт-
ных работ в зависимости от свойств грунта и требуемого эффекта
уплотнения, ч.
При длительном воздействии постоянного электрического тока
на глинистый грунт в нем помимо электроосмоса происходит элек-
тролиз и возникают сложные физико-химические процессы, ведущие
к образованию необратимых соединений. В результате создается до-
полнительное упрочнение грунта. В этом случае можно говорить об
электрохимическом закреплении грунтов.
Электрохимический способ закрепления глинистых грунтов без
введения каких-либо химических добавок можно применять при
коэффициенте фильтрации меньше 6-10~6 см/с и числе пластичности
грунта /р>5.
Способ электрохимического закрепления наклонно залегающих
илистых тиксотропных глин был успешно применен на строитель-
стве четырехпролетного моста в Канаде. До закрепления под дей-
ствием сотрясений при забивке свай слой глины пришел в движе-
ние, поставив под угрозу продолжение работ. Для стабилизации
глин были забиты в грунт трубчатые анодные и катодные электро-
ды на глубины от 13 до 42 м. Из катодных электродов с помощью
глубинных насосов откачивалась вода, собиравшаяся в процессе
электроосмоса. Работы продолжались три месяца. В результате
прочность грунта повысилась настолько, что были успешно завер-
шены работы по погружению свай, а грунт, став устойчивым, вы-
держивал даже откос 1:1, несмотря на воздействие работающих ме-
ханизмов.
При коэффициентах фильтрации грунта больше 6-10—6 см/с для
электрохимического закрепления необходимо вводить специальные
химические вещества в грунт. ₽ таких грунтах обычно электроос-
мос сочетают с силикатизацией. Этот способ закрепления грунтов
получил название электросиликатизация. Электроосмос
способствует лучшему прониканию в грунт гелеобразующих раство-
ров. Поэтому способ электросиликатизации можно использовать
для закрепления грунтов с более низкими значениями коэффициен-
та фильтрации, в которых применять обычную силикатизацию не-
эффективно. Электросиликатизация успешно применялась для за-
крепления грунтов под фундаментами существующих сооружений
с целью усиления оснований и ликвидации аварийных состояний
сооружений.
Электрохимическим способом можно закреплять грунты с коэф-,
фициентом фильтрации менее Ы0~5 см/с с использованием элек-,
ролитов, специально вводимых в грунт через аноды (например, хло-.
ристого кальция).
Термическое закрепление грунтов. Его производят путем глубин-
ного обжига грунтов через пробуренные нагревательные скважины j
диаметром dc==15...20 см. Для обжига могут быть использованы
любые виды жидкого, газообразного и твердого топлива, а также
158
электричество. Горючее сжигают непосредственно в скважине, для
чего в нее подают еще и сжатый воздух (рис. 6.11). Глубинный об-
жиг применяют для упрочнения грунтов под фундаментами, уст-
ройства из обожженных грунтов подпорных стенок, обделок под-
земных выработок, для ликвидации просадочных свойств грунтов
и их способности к пучению. Наибольшее применение этот метод
нашел для устранения про-
садочных свойств и упрочне-
ния лёссовых и лёссовидных
суглинков. Обжигу могут
быть подвергнуты и другие
грунты с содержанием гли-
нистых частиц не менее 7%
и Sr<0,8.
Минимальная необходи-
мая температура на внеш-
нем контуре обожженного
грунта в зависимости от це-
ли обжига изменяется от
400 до 800°С. Причем боль-
шие значения этой темпера-
туры нужны для устройства
конструкций из обожженно-
го грунта, меньшие—для
ликвидации просадочных
свойств. При температуре
свыше 900°С происходит
спекание грунта. Просадоч-
ные . грунты второго типа
обжигают на всю глубину
просадочной толщи. Глуби-
на одновременного обжига
грунта вокруг скважины за-
висит от длины факела горе-
Рис. 6.1 Г. Схема укрепления массива лёс-
сового грунта глубинным обжигом:
а — обжиг нижней части массива; б — обжиг
верхней части массива; 1 — форсунка; 2 за-
твор; 3 — воздухе несущ а я труба; 4 — отсека-
тель; 5 — труб а-удлинитель форсунки; б —
скважина; 7 — закрепляемый массив грунта; 8 —
термопары; 9 — обожженный массив грунта
ния, которую принимают при сжигании газообразного топлива
10...12 м, а жидкого 6...8 м. При использовании электроэнергии
эта глубина определяется длиной электронагревателя. Когда тре-
буемая глубина обжига грунта превышает длину факела горения,
обжиг выполняют по заходкам. Для этого используют специаль-
ные отсекатели (см. рис. 6.11). Радиус рабочей зоны обжига зави-
сит от размеров скважины, глубины одновременного обжига, тем-
пературы на внешнем контуре, тепловой мощности скважины и
свойств грунта. Для просадочных грунтов он изменяется в преде-
лах 0,8...1,5 м. Кубиковая прочность обожженного грунта, завися-
щая от его свойств, режима и температуры обжига, составляет
1...3 МПа. По сравнению с инъекционными методами закрепления
грунтов обжиг грунта более экономичен.
тем поднимается вверх,
Рис. 6.12. Замораживающая колонка:
/ — башмак; 2 — питательная трубка; 5 —диафрагма,
4 — отводящая трубка; 5 — замораживающая труба
Искусственное замораживание грун-
тов. Этот способ используют для ограж-
дения глубоких котлованов, отрываемых
в водонасыщенных грунтах. Стенка из
замороженного грунта вокруг котлована
воспринимает давление воды и грунта, а
также препятствует поступлению воды в
котлован. Искусственное замораживание
грунтов применяют при постройке под-
земных вестибюлей и наклонных вводов
метрополитена, при сооружении шахт в
горном деле, для устройства противо-
фильтрационных завес в гидротехниче-
ском строительстве, для ограждения
больших котлованов при сооружении
фундаментов мостов.
При искусственном замораживании
по периметру котлована в грунте на оп-
ределенном расстоянии устанавливают
замораживающие колонки внутренним
диаметром 100... 150 мм (рис. 6.12). Внут-
ри колонок циркулирует охлажденный
раствор (обычно раствор СаСЬ), который
поступает через внутреннюю трубу, а за-
омывая стенки наружной трубы. Охлаж-
дающий раствор отнимает теплоту у окружающего грунта и замо-
раживает его. Вокруг каждой колонки образуется цилиндрическая
область замороженного грунта, диаметр которой в процессе за-
мораживания увеличивается. С течением времени замороженные
зоны вокруг отдельных колонок сливаются между собой, образуя
сплошную стенку замороженного грунта. Охлаждают раствор с по-
мощью специальных холодильных установок.
Помимо рассмотренного основного рассольного способа замора-
живания в сложных инженерно-геологических условиях, при тесной
застройке, а также когда надо значительно сократить срок замо-
раживания применяют безрассольный способ, заключающийся в
том, что теплота у грунта отнимается в результате испарения сжи-
женных газов непосредственно в замораживающих скважинах.
В качестве хладоагентов используют жидкие азот, пропан, фреон
и аммиак. Этот способ обеспечивает быстрое замораживание и бо-
лее низкую температуру мерзлого грунта по сравнению с рассоль-
ным, но отличается высокой стоимостью и большим расходом жид-
кого газа.
160
Толщину стенки замороженного грунта определяют расчетом. На
стенку действуют давления воды и грунта во взвешенном состоянии.
При кольцевой форме стенки в плане (рис. 6.13) в ней возникают
Рис. 6.13. Схема к расчету
кольцевой стенки из замо-
роженного грунта:
/ — замороженный грунт; 2 —>
колонка для замораживания
только сжимающие напряжения. При этом толщину стенки можно
определить по формуле Ламе
8 = DB [//?/(/?-2р) - 1] /2, (6.10)
где Da — внутренний диаметр стенки; R — расчетное сопротивление
мерзлого грунта на сжатие; р — суммарная интенсивность давления
воды и грунта на стенку на уровне дна котлована.
Глубину стенки замороженного грунта выбирают из условия до-
ведения ее до водоупора и заглубления в него на 2... 3 м.
Метод искусственного замораживания затруднителен при скоро-
стях течения подземных вод, превышающих 0,025 см/с.
При замораживании пучинистых грунтов могут возникнуть пе-
ремещения поверхностей и расположенных вблизи конструкций со-
оружений за счет пучения таких грунтов при замораживании и объ-
емных деформаций уплотнения оттаивающих замороженных объе-
мов грунтов.
6—1513
ГЛАВА 1
СВАЙНЫЕ И СТОЛБЧАТЫЕ ФУНДАМЕНТЫ
7.1. Виды свайных и столбчатых фундаментов
Свайные и столбчатые фундаменты в мостостроении сооружают
в тех случаях, когда в верхних слоях грунтовой толщи залегают
грунты, имеющие низкую прочность и высокую сжимаемость. Их со-
оружают также в прочных грунтах, залегающих у поверхности, но
при большой глубине воды или значительном размыве дна водо-
тока.
На свайные и столбчатые фундаменты по сравнению с массив-
ными глубокого заложения расходуется, как правило, меньше ма-
териалов, они имеют более низкую стоимость и большую степень
использования прочности материала. Такие фундаменты более ин-
дустриальны благодаря меньшему весу и меньшим размерам несу-
щих элементов. Их можно полностью или частично изготовлять
сборными, в то время как массивные фундаменты глубокого зало-
жения делают преимущественно монолитными. На устройство свай-
ных и столбчатых фундаментов тратится меньше времени, чем на
устройство массивных фундаментов. Производство работ по уст-
ройству свайных и столбчатых фундаментов не вредно для рабочих,
что также является их преимуществом по сравнению с кессонными
фундаментами.
Значительно расширена область применения свайных фундамен-
тов и в строительстве зданий и промышленных сооружений. Рань-
ше свайные фундаменты возводили исключительно в тех случаях,
когда у поверхности залегали грунты, обладающие низкой прочно-
стью и высокой сжимаемостью; в последние же годы свайные фун-
даменты зданий возводят и на грунтах, имеющих достаточную проч-
ность. Применять свайные фундаменты на таких грунтах вместо
сборных фундаментов на естественном основании особенно целесо-
образно для бесподвальных зданий.
Широкому внедрению свайных и столбчатых фундаментов спо-
собствовал общий прогресс строительной техники. Если раньше ос-
новным типом свай являлись деревянные и железобетонные сваи
сплошного сечения, глубина погружения которых не превышала
20 м, а несущая способность одной сваи была, как правило, меньше
1 МН, то в настоящее время создано мощное оборудование, кото-
рое позволяет устраивать сваи и столбы на глубине до 60 м. Эта
162
глубина погружения не является техническим пределом. Известны
примеры устройства столбчатых фундаментов и с большей глуби-
ной. Несущая способность современных свай и столбов большого
а)
ГМВ SMJ
_300
ТО
т №5
диаметра достигает нескольких меганьютонов.
Конструктивные элементы свайного фундамента пояснены на
рис. В.2. По положению подошвы ростверка относительно поверх-
ности грунта свайные фундаменты могут быть с высокими роствер-
ками (рис. 7.1 и 7.2) и с низки-
ми (см. рис. В.2 и 7.3). В фун-
даменте с высоким ростверком
его подошва расположена вы-
ше поверхности грунта. В со-
временном мостостроении наи-
более распространены фунда-
менты с высокими ростверка-
ми. Применение их особенно
при значительных глубинах
воды позволяет сократить
объем кладки фундамента,
уменьшить его стоимость и
упростить технологию работ.
При строительстве сооружений
на местности, не покрытой во-
дой, преимущественно приме-
няют фундаменты с низкими
ростверками.
На водотоках фундаменты
с низкими ростверками устраи-
вают при очень тяжелом ледо-
вом режиме, а также при на-
личии интенсивного и длитель-
ного перемещения наносов из
несвязных грунтов, которые
могут вызвать быстрое исти-
Рис. 7.1. Фундамент с вертикальными
железобетонными сваями сплошного се-
чения:
а — фасад; б — план свай; 1 — глина ту-
гопластичная; 2 — песок пылеватый, места-
ми мелкий; 3 — уровень дна после местно-
го размыва; 4 — то же, после общего раз-
мыва; 5 — ось моста
ранне бетона свай.
Свайные фундаменты сооружают как с одними вертикальными
сваями (см. рис. В.2 и 7.1), так и с наклонными сваями (см. рис. 7.2
и 7.3).
Применять фундаменты с высокими ростверками, имеющими
только вертикальные сваи, целесообразно при малых значениях го-
ризонтальных нагрузок, небольших свободных длинах свай, а также
при большом диаметре стволов свай. Погружать вертикальные сваи
значительно проще, чем наклонные. Недостатком таких фундамен-
тов является потребность в более развитых в плане плитах роствер-
ков для размещения свай. Ростверки фундаментов с наклонными
сваями более компактны в плане, поскрльку в таких ростверках рас-
стояния между-сваями на уровне поддевы можно принимать мень-
6*
163
шими, чем при одних вертикальных сваях. Фундаменты с верти-
кальными сваями при действии значительных горизонтальных
нагрузок и моментов деформируются больше по сравнению с фун-
даментами, имеющими наклонные сваи.
Рис. 7.2. Опора моста на фундаменте с высоким ростверком н винто-
выми сваями:
а — фасад; б — разрез по осн опоры; в — внд сбоку; г — план свай на от-
метке —2,41 м (подводный бетон не показан; пунктиром условно обозначен
контур опоры на отметке 1,41); / — винтовые сван с железобетонным стволом
d—540 мм; 2 — линия максимально возможного размыва; 3 — подводный бе-
тон; 4 — бетон; 5 — бутобетон; 6 — ось моста
В фундаментах с низкими ростверками сваи работают в более
благоприятных условиях на действие горизонтальных нагрузок, так
как и сваи по всей длине, и плита ростверка окружены грунтом,
который оказывает сопротивление горизонтальным силам. Поэтому
часто в таких фундаментах используют только вертикальные сваи.
К наклонным сваям в фундаментах с низкими ростверками прихо-
дится прибегать в тех случаях, когда очень значительные горизон-
тальные силы не могут быть полностью восприняты вертикальными
сваями. Такие случаи возможны при устройстве фундаментов под-
порных стен, мостовых устоев и опор арочных мостов (рис. 7.3).
Столбчатые фундаменты отличаются от свайных большими диа-
метрами несущих элементов и вертикальностью их положения. Уст-
раивать наклонные столбы диаметром более 1,6 м сложнее в произ-
водственном отношении, чем вертикальные. Столбчатые фундамен-
164
ты по конструкции, условиям работы столбов в грунте и технологии
работ сходны со свайными фундаментами. Поэтому границу между
этими типами фундаментов можно наметить лишь условно.
Рис. 7.3. Фундамент опоры арочного моста с буронабивными
сваями системы Хлебникова:
B5Q
а — фасад; б — плаи свай на отметке —3.60; 1 — глина полутвердая;
2 — суглинок пластичный; 3 — ось арки
К свайным фундаментам в дальнейшем будем относить такие,
у которых диаметр несущих вертикальных и наклонных элементов
меньше 1,6 м, а к столбчатым — те, у которых диаметр вертикаль-
ных несущих элементов больше 1,6 м.
Столбчатый фундамент состоит из столбов и ростверка (рис.
7.4). Столбчатые фундаменты, как и свайные, могут быть с высо-
кими (рис. 7.4, 7.5) и низкими ростверками (рис. 7.7).
В фундаментах на рис. 7.1.„7.4 обрезы ростверков расположены
ниже горизонта меженных вод. На реках без ледохода или слабым
ледоходом применялись и ростверки, подошвы которых расположе-
ны выше уровня низких вод. В этом случае не нужно устраивать
перемычку и производить водоотлив. Для улучшения внешнего ви-
да опоры верхние части столбов, выступающие из воды, могут быть
прикрыты по периметру ростверка железобетонным фартуком.
Ростверку в таких опорах придают обтекаемую форму, а к его ма-
165
териалу, как и к материалу верхней части столбов, должны предъ-
являться те же требования, что и к материалу самих опор. На ре-
ках с ледоходом имеются предложения по защите голов столбов в
таких фундаментах от воздействия льда железобетонными ящиками,
надеваемыми на столбы с поверхности воды (рис. 7.6).
Рис. 7.4. Опора моста иа фундаменте со столбами, погруженными в не-
скальные грунты:
а —фасад; б — вид вдоль осн моста; / — песок крупный; 2 — межморенные глины
тугопластичные н твердые
По характеру работы свай в грунте следует различать фундамен-
ты на висячих сваях, у которых концы свай не доходят до прочных
н малосжимаемых скальных и полускальных грунтов (рнс. 7.1...
...7.3).
В фундаментах на сваях-стойках (см. рис. В.2) концы свай опи-
раются на скальный или полускальный прочный и малосжимаемый
грунт. Аналогично подошва столбов может не доходить до скаль-
ного грунта (рис. 7.4) или столбы могут быть заделаны в скалу
(рис. 7.5 н 7.7).
Заделка низа столбов в скалу вызвана несколькими факторами.
Прн устройстве столбов нз оболочек большого диаметра, погружае-
166
мых с открытым концом, при неровной поверхности кровли скалы
или наклонном ее залегании нельзя обеспечить равномерное опира-
ние оболочек на скалу. Надежное опирание несущих элементов в
этих случаях достигается заделкой железобетонного заполнения
столбов в скважины, пробуренные в скале через внугренние полости
Рис. 7.5. Фундамент опоры моста через реку Миньцзяи со столбами, за-
деланными в скалу:
1 — скальное основание; 2 — галька; 3 — подводный бетон; 4 —=• уровень макси-
мального размыва; S — ось моста
оболочек. Очень часто верхний слой скалы бывает разрушен и для
обеспечения требуемой несущей способности столба этот слой при-
ходится прорезать столбами. Заделка столбов даже в прочную ска-
лу нередко нужна также и для создания их защемления в скале,
особенно при небольшой мощности слоя наносов над скалой или их
полного отсутствия и действии значительных горизонтальных сил на
фундамент. Кроме того, увеличение глубины заделки в скалу столба
приводит к возрастанию его несущей способности на осевую нагруз-
ку по сопротивлению грунта скального основания.
Площадь сечения столбов из оболочек на уровне кровли скалы
(рис. 7.5 и 7.7), равная площади сечения заполнения, меньше пло-
щади сечений выше указанного уровня. Для восприятия усилий,
действующих на столб в этом уровне, бетонное заполнение оболочек
нередко приходится сильно армировать. В настоящее время создано
оборудование для бурения скважин в скале из полости оболочек,
диаметр которых превышает наружный диаметр оболочек. Это поз-
167
воляет погружать оболочки в скалу полностью до забоя скважин и
делает столб равнопрочным по всей его высоте. В указанном случае
чаще всего не требуется и армирование заполнения оболочек.
При опирании подошвы сваи или столба на скальный грунт, ко-
торый по сравнению с выше-
лежащими слоями грунтов
является несжимаемым,
практически вся нагрузка
(рис. 7.8) грунту передается
через подошву:
Р=К0. (7.1)
Несущая способность
опертой сваи или столба бу-
дет зависеть от прочности
скального основания, распо-
ложенного под подошвой, а
также от прочности материа-
ла ствола сваи. Осадка фун-
дамента, возведенного на
таких несущих элементах,
складывается из осадки
скального основания и осад-
ки за счет продольных де-
формаций сжатия ствола.
Обычно и та и другая вели-
чины незначительны.
Нагрузка, действующая
на висячую сваю или столб,
передается грунту через бо-
ковую поверхность и подо-
шву. В грунте возникают
Рис. 7.6. Столбчатый фундамент опоры
моста с ростверком, расположенным над
уровнем вод, и защитными ящиками,
надеваемыми иа столбы, от ледохода:
1 — тампонажное кольцо; 2 — бетон запоя-
нения ящика; 3 — жесткий уплотненный бе-
тон верхней части столба, укладываемый «на-
сухо»; 4 — ростверк; 5 — арматура защит-
ного блока; 5 — железобетонный ящик; 7 —
стальной кожух для бетонирования верхней
части столба; 8 — буронабивной столб
реактивные касательные со-
ставляющие, распределен-
ные по боковой поверхности
с равнодействующей No, и
составляющие, действующие
на подошву с равнодейст-
вующей No (рис. 7.8, б). Та-
ким образом,
Р=АГв + АГ0. (7.2)
Несущая способность по грунту свай и столбов, подошвы кото-
рых не опираются на скальный грунт, зависит как от свойств грун-
тов, окружающих ствол, так и от свойств грунта, залегающего под
подошвой. Осадка висячей сваи или столба складывается из осадки
от продольных деформаций ствола и осадки, обусловленной дефор-
168
мадиями грунта, причем первая величина бывает обычно значитель-
но меньше второй.
Рис. 7.7. Опора моста иа фундаменте с низким ростверком и столбами,
заделанными в скалу:
а — фасад; б — вид по осн моста
Свайные и столбчатые фундаменты, показанные на рисунках
7.1... 7.5 и 7.7 имеют монолитные ростверки, расположенные ниже
горизонта вод или поверхности грунта. Такие фундаменты устра-
ивают при больших нагрузках, действующих иа опоры (мосты боль-
ших и средних пролетов), в случаях значительной высоты опор и
при сильном ледоходе.
169
В последние годы все большее применение находят в качестве
фундаментов и опор мостов не только малых, но и средних пролё-
тов, свайные и столбчатые опоры-фундаменты. Такие конструкции
в технической литературе получили названия безростверковых опор
или опор мостов эстакадного типа. В опорах-фундаментах ригель,
на который непосредственно устанавливаются опорные части про-
летных строений, одновременно является высоким ростверком фун-
дамента, так как он объединяет сваи или столбы и распределяет на
Рис. 7.8. Схемы действия сил на
опертые (а) и висячие (б) сваи
и столбы
них нагрузку от пролетных строе-
ний.
В мостах малых пролетов при-
меняются опоры-фундаменты из за-
бивных призматических свай сплош-
ного сечения, размещаемых поперек
оси моста в один или два ряда.
В мостах средних пролетов такие
опоры в надземной части устраива-
ют из сборных стоек d=0,8 м и мо-
нолитных столбов d= 1,5...1,7 м
сплошного круглого сечения, стол-
бов из сборных железобетонных
оболочек d~ 1,2...1,6 м, а в фунда-
ментной части — из буронабивных
свай и столбов d==l,2. ..1,7 м, стол-
бов, изготовляемых из железобетон-
ных и стальных оболочек d=l,3...
3,0 м, свай (столбов), погружаемых
в предварительно пробуренные сква-
жины.
На реках с ледоходом при толщине льда до 0,6 м под пролетные
строения автодорожных мостов длиной от 12 до 33 м устраивают
опоры в верхней части из сборных круглых стоек сплошного сече-
ния d=0,8 м и с различными несущими элементами в нижней (фун-
даментной) части (рис. 7.9). Такие опоры-фундаменты в зависимо-
сти от условий использования могут быть одно-четырехстолбчаты-
ми. Одностолбчатые используют при отсутствий ледохода н высоте
опоры до 8 м, двух-четырехстолбчатые — при высоте опор до 14 м
и габарите до Г-11,5. Ригели опор сборные — одно- и двухблочные.
Сопряжение стоек с фундаментной частью опор осуществляют либо
на сварке с помощью накладок (рис. 7.10), либо устраивают стык
стаканного типа (рис. 7.11). Бетон стыка выше и ниже уровня вод
укладывают насухо с тщательным уплотнением под защитой обо-
лочки (рис. 7.10, а и 7.11, б), а при буронабивных столбах — под за-
щитой стального кожуха, прикрепляемого на сварке к рабочей ар-
матуре столба (рис. 7.10, в и рис. 7.11, а).
Для улучшения работы опоры на давление льда при их большой
высоте устраивают между столбами диафрагмы (рис. 7.9, б).
170
На реках с ледоходом при толщине льда до 1,0 м, длине пролет-
ных строений 18 ...42 м и высоте опор до 18 м применяют одно-трех-
столбчатые типовые опоры-фундаменты из железобетонных оболо-
чек диаметром, равным 1,2 и 1,6 м с толщиной стенок 12 см (рис.
7.12). Внутреннюю полость оболочек в зоне колебаний уровня воды
заполняют насухо с трамбованием жестким бетоном класса В25 по
Рис. 7.9. Опоры автодорожных мостов из сборных круглых Железобетонных
стоек d=0,8 м в верхней части и различными несущими элементами в нижней
частя:
а — одностолбчатая; б — двухстолбчатая с диафрагмой; в трехстолбчатая
прочности, F300 по морозостойкости и W6 по водонепроницаемости.
В опорах высотой 15 м и более между столбами устраивают диа-
фрагмы, улучшающие работу столбов на давление льда. Секции обо-
лочек для устройства жестких монолитных соединений столбов со
сборными диафрагмами имеют иепробетонированные окна шириной
0,5 м. Сборные ригели опор устанавливают на капители, позволяю-
щие компенсировать неточности погружения оболочек в плане до
10 см, по высоте — до 5 см. Ригели имеют пирамидальные отверстия
для устиойства монолитных стыков со столбами.
На Дальнем Востоке много мостов и путепроводов построены со
столбчатыми опорами-фундаментами из сборных железобетонных
оболочек £/=1,6 м с толщиной стенок 18 см, внутренняя полость ко-
торых заполнялась на всю высоту бетоном с предварительной уста-
171
Рнс. 7.10. Фундаментные части опор, сопрягаемые со стойками на
сварке с помощью накладок:
а — несущий элемент из железобетонных типовых свай-оболочек d==l,6 м;
б — несущий элемент из буроопускной сваи-столба; б — несущий элемент
из буронабивной сваи; 1 — уровень максимального размыва; 2 — расчет-
ный уровень вод; 3 — стойка опоры d=0,8 м (надфундамеитная часть опо-
ры); 4 — сварной стык на планках; 5 — закладная деталь стыка с карка-
сом; 6 — арматурный каркас; 7 — жесткий уплотненный монолитный бе-
тон, укладываемый «насухо»; 8 — свая-оболочка; 9 — песок среднезерни-
стый; 10 — бетонная пробка, устраиваемая методом ВПТ; 11 — грунтовое
ядро; 12 — свая-столб d—0,8 м; 13 — цементио-песчаный раствор; 14 —
кровля скалы; 15 — стальной кожух, приваренный к арматурному каркасу
сван; 16 — бетон сваи; 17 — арматурный каркас сваи
новкойл арматурного каркаса. Имеются примеры сооружений опор-
фундаментов из полностью пустотелых железобетонных оболочек с
повышенной толщиной стенок.
Столбчатые опоры-фундаменты благодаря простоте и однотип-
ности конструкций, возможности использования сборного железо-
Рис. 7.11. Оголовки фундаментных частей несущих элементов стаканного типа:
а — буронабивной несущий элемент; б — столб из сваи-оболочки; 1 — стальной кожух,
приваренный к арматурному каркасу; 2 — сборная стойка опоры; 3—армирование ста-
канной части; 4 —арматурный каркас; 5 — бетон ствола элемента; 6 — арматурный каркас
заполнения; 7 — свая-оболочка d—1,6 м; 8 — бетон заполнения
бетона, значительному упрощению производства работ по нх возве-
дению (исключаются земляные и подводные работы) во многих слу-
чаях оказываются более экономичными и менее трудоемкими, чем
опоры, имеющие свайные и столбчатые фундаменты с низкими и
высокими ростверками, а также опоры с фундаментами мелкого за-
ложения и массивными фундаментами глубокого заложения.
Недостатком опор-фундаментов является их большая деформа-
тивность в горизонтальном направлении и непосредственное воздей-
ствие На сваи или столбы, сравнительно небольшого сечения, льда,
перемещающихся наносов, карчехода и климатических факторов.
Эти неблагоприятные факторы с течением времени, если не преду-
173
смотреть специальных мероприятий, могут вызвать разрушение ма-
териала несущих элементов. /
При опирании балочных пролетных строений на резиновые опор-
ные части тормозные усилия, действующие иа мост, и моменты от
одностороннего загружения пролетных строений воспринимаются
Рис. 7.12. Столбчатые опоры-фундаменты из железобетонных свай-оболочек d=
= 1,6 м:
а —. двухстолбчатая с диафрагмой; б — трехстолбчатая
всеми опорами моста, включая устои. Нагрузки, действующие иа
каждую опору-фундамеит, находят из совместного расчета опор и
пролетных строений моста в продольном направлении с учетом по-
датливости опорных частей и деформативности каждой опоры в
этой направлении. При применении катковых опорных частей в ряде
случаев бывает целесообразно объединять разрезные пролетные
строения в продольном направлении в температурио-неразрезные
системы с непрерывной проезжей частью, с установкой неподвиж-
ных опорных частей на специальных анкерных опорах, восприни-
мающих тормозные усилия со всей системы. Число столбов в таких
опорах получается большим, чем в остальных. При необходимости
прибегают к двухрядному размещению столбов.
174
ДЛя защиты от истирания перемещающимися наносами, а также
от непосредственного воздействия льда столбы закрывают стальны-
ми кожухами. На реках с карчеходом между столбами иа всю глу-
бину воды устраивают железобетонные разделительные стенки, пре-
дотвращающие накопление между столбами заломов из сплавляе-
мых бревен и стволов упавших деревьев.
При устройстве опор-фундаментов с использованием сборных
железобетонных оболочек возникает вопрос об обеспечении долго-
Рис. 7.13. Свайный фундамент крупнопанельного здания с безростверковым опи-
ранием панелей стен н плит перекрытий (поперечный разрез):
1 — оголовок; 2 — стеновая панель технического подполья; 3 — наружная стеновая па-
нель; 4 — плита перекрытия; 5 — свая; б — внутренняя стеновая панель
вечности материала оболочек на участке колебания уровня вод и в
условиях знакопеременных температур окружающей среды. Опыт
эксплуатации построенных опор-фуидаментов из железобетонных
оболочек, заполненных бетоном, и полых, показывает отсутствие в
большинстве случаев деформаций в оболочках. В ряде случаев об-
следованиями установлено появление в оболочках продольных тре-
щин вследствие расширения бетона заполнения при изменениях
температур наружного воздуха, а в полых оболочках в результате
воздействия ледяной пробки внутри оболочек при затруднении от-
тока воды из оболочек. Основной причиной появления трещин в за-
полненных оболочках является низкое качество бетоиа заполнения
(недостаточная его плотность, высокое водопоглощение, наличие
шламовидиогоглоя на внутренней поверхности оболочек и др.).
В полых оболочках трещины предотвращают устройством в них
175
дренажных отверстий ниже границы промерзания грунта или уровня*
низкого ледостава, у
В типовых опорах (см. рис. 7.12) для повышения их долговечно-
сти в надфундаментной части секции свай-оболочек могут быть за-
менены сплошными сборными секциями круглого сечения того же
диаметра или эта часть опоры может быть выполнена сплошной мо-
нолитной.
При строительстве БАМ широко применялись опоры-фундамен-
ты из несущих элементов сплошного сечения г/=0,8 м, устанавли-
ваемых в предварительно пробуренные скважины (см. рис. 7.10, б).
Современные монтажные и транспортные средства позволяют уве-
личить диаметр таких элементов до 1,2... 1,5 м при длине до 15...
20 м. Использование сборных железобетонных несущих элементов
увеличенного сплошного сечения повысит надежность опор-фунда-
ментов в суровых климатических условиях по сравнению с опорами
из железобетонных оболочек.
На рис. 7.13 для примера показана конструкция свайного фунда-
мента крупнопанельного здания.
7.2. Конструкции свай и столбов
Ниже рассмотрены основные типы свай и столбов, наиболее рас-
пространенные в транспортном строительстве.
Современные виды свай и столбов по способу устройства можно
разделить на две основные группы: забивные и набивные. В первую
группу входят сваи, погружаемые в готовом виде в грунт путем за-
бивки, вибропогружения и вдавливания. К этой группе свай отно-
сят: деревянные, железобетонные сплошного сечения, стальные из
прокатных профилей, а также железобетонные и стальные оболоч-
ки без заполнения их внутренней полости бетоном. Родственны этой
группе винтовые сваи, погружаемые в грунт в готовом виде путем
завинчивания. Несущие элементы первой группы являются конст-
рукциями индустриального изготовления.
Во вторую группу входят сваи и столбы, изготовляемые непо-
средственно в грунте на месте устройства фундамента. Для этого
предварительно тем или иным путем пробуривают нли пробивают
скважины, которые затем заполняют бетоном. При необходимости в
скважины ставят арматурные каркасы. Такие сваи широко распро-
странены в отечественной и зарубежной строительной практике.
Набивные сваи и столбы по способу заполнения скважин бето-
ном можно подразделить еще на элементы, изготовляемые путем
заполнения скважин нетрамбуемым бетоном, и элементы, в которых
ствол изготовляют из трамбуемого бетона. В технической литера-
туре сваи и столбы, изготовляемые по первой технологии, называ-
ют часто буронабивными, а по второй — набивными.
Для изготовления набивных (буронабивных) несущих элемен-
тов первой группы скважины бурят различными станками враща-
176
тельного и ударного бурения, а затем заполняют их подвижной бе-
тонной смесью, чаще всего методом ВПТ. Буронабивные сваи и
столбы изготовляют также специальными универсальными уста-
новками, обеспечивающими выполнение всех операций по устройст-
ву несущих элементов.
При устройстве набивных свай второй группы в грунт погру-
жают инвентарную стальную оболочку, которую затем извлекают,
а образуемую полость заполняют (набивают) требуемым жестким
бетоном. К таким сваям относят частотрамбованные сваи, сваи
Франки, сваи, изготовляемые по вибрационной технологии, и др.
Необходимость бетонирования свай непосредственно на месте
устройства фундамента является существенным недостатком набив-
ных несущих элементов по сравнению с забивными. Набивные сваи
относят к монолитным конструкциям. При их бетонировании необ-
ходим тщательный контроль за качеством выполнения бетонных
работ. В строительной практике известны случаи некачественного
устройства набивных свай, особенно с помощью извлекаемых ин-
вентарных оболочек, из-за несоблюдения правил их бетонирования.
При этом возникали разрывы сплошности стволов, местные утонь-
шения (шейки) и раковины.
Недостатком набивных свай, как и всех монолитных конструк-
ций, является и то, что они могут воспринимать нагрузки не сразу,
а только после того, как бетон наберет необходимую прочность.
Набивные несущие элементы в то же время имеют ряд преиму-
ществ по сравнению с забивными. Буронабивные сваи и столбы при
использовании соответствующего современного бурового оборудова-
ния можно устраивать на большие глубины, практически в любых
грунтах, в том числе и в грунтах при наличии твердых включений,
прослоек скальных и полускальных пород и т. п. В таких условиях
применять забивные сваи нецелесообразно из-за трудности или
невозможности их погружения в грунт.
Преимуществом набивных свай является то, что их можно изго-
товлять со значительным уширением в нижней части, что позволяет
резко повысить несущую способность свай по грунту. Наконец, при
устройстве буронабивных несущих элементов не возникает колеба-
ний окружающего грунта, как при забивке или вибропогружеиии
готовых свай. Вследствие этого их можно применять для усиления
фундаментов аварийных сооружений и устройстве фундаментов
вблизи существующих сооружений, чувствительных к колебаниям
грунта.
Промежуточное положение между указанными двумя основны-
ми группами занимают железобетонные и стальные оболочки, по-
гружаемые в грунт в собранном виде, полости которых полностью
или частично заполняют затем бетоном на месте после погружения.
Следует также выделить несущие элементы в виде готовых свай
и оболочек, опускаемых в предварительно пробуренные скважины.
Погружение свай в заранее пробуренные скважины широко прак-
177
тикуется при устройстве фундаментов в вечномерзлых грунтах. Из-
вестны примеры использования этого метода для сооружения фунда-
ментов опор мостов из свай и оболочек и в труднопроходимых грун-
тах, имеющих положительные температуры. /
Деревянные сваи. К преимуществам деревянных свай относятся
их небольшая масса, достаточно высокая прочность и простота из-
готовления. Деревянные сваи можно погрузить в грунт путем за-
бивки или виброметодом. Деревянные сваи трудно забиваются в
крупнозернистые и гравелистые пески и почти не забиваются в гра-
вий и гальку.
Недостатком деревянных свай является то, что они могут загни-
вать в зоне переменной влажности при расположении свай выше
горизонта вод. Для избежания этого в постоянных сооружениях го-
ловы свай должны быть всегда расположены ниже горизонта самых
низких вод не менее чем на 0,5м. К недостаткам деревянных свай
относится также ограниченность их размеров в случае изготовления
из одиночных бревен и связанная с этим их низкая несущая способ-
ность. Число свай в фундаменте получается обычно большим.
Для изготовления свай используют древесину хвойных пород
(сосна, лиственница, ель и др.) диаметром от 18 до 40 см и длиной
4,5... 16 м. Низ сваи обрабатывают в форме острия для облегчения
погружения ее в грунт (рис. 7.14, а). В грунтах, содержащих гравий,
гальку и другие твердые включения, на острие сваи надевают ме-
таллический башмак (рис. 7.14,6). На голову сваи насаживается
металлическое кольцо-бугель, предотвращающее повреждение сваи
при ее забивке (рис. 7.14, в).
Для увеличения размеров деревянных свай были созданы пакет-
ные и клееные сваи (рис. 7.14, г—е), В практике пакетные сваи при-
менялись длиной до 25 м.
Стыки бревен пакетных свай устраивают вразбежку и перекры-
вают металлическими накладками. Бревна сплачивают между собой
металлическими болтами. Недостатки пакетных свай заключаются
в большом расходе металла на соединения и высокой трудоемкости
работ по их изготовлению.
Железобетонные сваи сплошного сечения. Такие сваи не имеют
недостатков, присущих деревянным сваям. Их погружают путем за-
бивки, с применением вибраторов, вдавливанием или в предвари-
тельно пробуренные в грунте скважины.
Основным недостатком железобетонных свай является их боль-
шая масса. При большой длине и значительных размерах попереч-
ного сечения для подъема и погружения свай требуется тяжелое
крановое и сваебойное оборудование, поэтому длина таких свай не
превышает 20 м.
В мостостроении широко применяют типовые призматические же-
лезобетонные сваи квадратных сечений 30x30, 35X35 и 40x40 см,
изготовляемые из обычного или предварительно напряженного же-
лезобетона.
178
Сваи мостовые нетрещиностойкие из обычного железобетона
длиной \4... 17 м с допустимым раскрытием трещин не более 0,2 мм
используют в фундаментах с низкими ростверками. Они имеют ми-
нимальное армирование, определенное из условия прочности свай на
монтажные нагрузки. Их рабочая арматура состоит из четырех
Рис. 7.14. Конструкции деревянных свай {размеры даиы в см)
стержней периодического профиля класса А-П, размещенных в уг-
лах сечения сваи. Сваи применяют в обычных климатических усло-
виях и в северном исполнении для районов с расчетной температу-
рой наружного воздуха ниже —40°С.
Ненапряженные мостовые трещиностойкие сваи (рис. 7.15) с до-
пустимым раскрытием трещин не более 0,1 мм используют в фун-
даментах с высокими ростверками и в свайных опорах-фундамен-
тах мостов эстакадного типа. Их также изготовляют для обычных
климатических условий и в северном исполнении. Данные по таким
мостовым сваям, предназначенным для обычных климатических ус-
ловий, приведены в табл. 7.1 и 7.2.
Все мостовые сваи имеют защитный слой рабочей арматуры для
обычных климатических условий 30 мм, а в северном исполнении—•
179
50 ^мм. Рабочая арматура свай — периодического профиля ^ласса
Каждой сваи присваивается марка. Например, мар^а сваи
СМ12-35Т4 (рис. 7.15) означает: С — свая; М — мостовая; 12 —
ж
0J2
028
0?5
350
и
Рис. 7.15.
тической
350
Конструкция мостовой призма-
сван из обычного железобетона
сечением 35X35 см:
— арматурные чертежи сваи CML-35T4; б •—
острие сваи; в — типы армирования 6 и 7
длина, м (L); 35 — сторона
сечения, см; Т — трещино-
стойкая; 4 — номер типа ар-
мирования. В обозначениях
свай нетрещиностойких опу-
скается буква Т и последняя
цифра. Для обозначения
свай в северном исполнении
после цифры, указывающей
тип армирования, добавляет-
ся буква С. Свая снабжена
фиксирующим штырем для
подачи ее на копер при за-
бивке и имеет две петли для
. захвата при транспортиров-
ке и складировании. Поло-
жения штыря и петель уста-
новлены из условия равенст-
ва изгибающих моментов от
действия собственного веса
сваи над точками
и в пролете, что
вует и минимуму
в свае.
Головы свай
Сварными сетками для ис-
ключения их повреждения
при забивке в тяжелые
грунты. При забивке наи-
большие напряжения возни-
кают у концов свай. С уче-
том этого предусмотрен
меньший шаг поперечной
спиральной арматуры в этих
местах.
Предварительно напря-
строповки
соответст-
моментов
армирует
женные типовые призмати-
ческие сваи, предназначенные для фундаментов транспортных со-
оружений с низкими и высокими ростверками тех же сечений, что
и ненапряженные сваи, имеют длину от 8 до 20 м с интервалом
через 2 м и изготовляются из бетона класса В35, что соответствует
марке бетона в типовом проекте М400. Сваи армируют стержневой
арматурой периодического профиля класса А* IV диаметрами от
ISO
12 до 20 мм или высокопрочной проволокой периодического про-
филя класса Вр-П диаметром 5 мм. В высоких ростверках приме-
няют сваи, армированные только стержневой арматурой (рис.
7.16).
Таблица 7.1
Сечение сваи, см Площадь сечения, м2 Момент инер- ции сечения, м4 Длина, м Класс (марка) бетона Тип армиро- вания
30X30 0,09 0,000675 сч оо В20(250) В25(300) 1...4
35X35 0,1225 0,001251 6 ... 12 13 14 15 ...16 В25(300) ВЗО (350) ВЗО (350) ВЗО (350) 2...7 2 ... 7 3...7 4... 7
40X40 0,16 0.002133 8... 12 13 14, 15 16, 17 18 ВЗО (350) В35(400) В35(400) В35(400) В35(400) .Та 3...8 3...8 4... 8 5...8 6... 8 (блица 7.2
Тип армирования Рабочая арматура Площадь сечения рабочей арматуры, см*
1 2 3 4 5 6 7 8 4020 4025 4028 4032 12020 8028 12025 12028 12,56 19,63 24,63 32,17 37,70 49,26 58,91 73,89
Для фундаментов зданий и промышленных сооружений исполь-
зуют стандартные призматические сваи из обычного и предвари-
тельно напряженного железобетона сечениями от 20X20 до 40Х
Х40 см (с интервалом 5 см) и длиной от 3 до 20 м. Такие сваи из-
готовляют в соответствии с ГОСТами. Они менее армированы, чем
трещиностойкие мостовые сваи. При необходимости погружения
квадратных свай сечениями от 30x30 до 40X40 см на глубины
14 ...28 м в промышленном строительстве применяют составные сваи
с использованием стыков различных конструкций: стаканного, ко-
робчатого, сварного, болтового и клеевого. Эти стыки, за исключе-
нием сварного с накладками, предназначены для передачи преиму-
щественно сжимающих усилий в свае.
181
2 ФК
предварительно напряжен-
для высоких ростверков
чвпяг
При расположении с поверхности малопрочных грунтов, подсти-
лаемых на небольшой глубине прочными нескальными грунтами,
используют забивные сваи сплошного сечения с уширенной пятой
(булавовидные сваи).
За счет уширения та-
кие сваи имеют значи-
тельно большую несу-
щую способность на
осевую нагрузку по со-
противлению грунта,
чем обычные призмати-
ческие. Но онн хуже
сопротивляются гори-
зонтальным силам, так
как после забивки во-
круг ствола свай выше
уширения создается зо-
на разуплотненного
грунта.
Сборные железобе-
тонные оболочки. В
транспортном строи-
тельстве получили ши-
рокое распространение
свайные и столбчатые
фундаменты, несущие
элементы которых со-
бирают из отдельных
железобетонных полых
секций кольцевого се-
чения (рис. 7.17). При
большом диаметре обо-
лочек секции наращи-
вают по мере их погру-
жения в грунт. Укруп-
нительную сборку свай
из оболочек малого
диаметра можно вести
сразу на полную длину
до их погружения. Бла-
годаря небольшой тол-
щине стенок оболочек
и возможности погружения отдельными звеньями применение этих
конструкций позволяет достигать глубин 30.. .50 м и более. После
погружения полости внутри оболочек заполняют бетоном (при
необходимости заполнение армируют), песком или оставляют по-
лыми.
Рис. 7.16. Свая из
кого железобетона
СН-12-35:
а — продольный разрез по оси сваи; б — армиро-
вание острия
182
Таблица 7.3
Расход арматуры на 1 м длины, кг, при стыке' сварном оо сч* оо со с? оо — сч сч Г- tn о —Г 00 со СО СО Tt* ш со оо оо •ъ pi * сое- сче- е- оо сч е- ©*©*©© СЧ* ~ 00 © сч е- т»* Illi
фланце- во-бол- товом сч*© е-* оо счсч оо о оо т}- « Г— COtF TF 00 tn со е-"© © е- сч оо VMM 1П СЧ 00*00 co tn ©"-^ © CO oo tn -4 СЧ C4*00eC4tn co"od tn co ©oo e- СЧ СЧ ©tn
6 ti.e к ag S « » Су ** Ш* сч сч"© tn СЧ СЧ © tn ~ СЧ СО tn m N CO Ш tn ~ СЧ ©tn
Масса заклад- ных деталей иа секцию, кг, при стыке свар- ном 00 со СЧ 180 269 * 1
фланцево- болтовом tn со со 211 291 567
Ч Я 5 *я ZQ JE * Я X О—Я" О Н » S ч си л Ч Ctxo X ч 0,08 0,15 0,40 0,53 1,05
« । । s х а>»у Ч ч н . ч у « 3 Q< >»S Q. 15,7 25,0 53,7 4 143,7
Число стержней рабочей арматуры, шт. d 00 ср 40 56 108
Момент инерции сечения ядра, м4 10,000163 1 1 0,001257 0,041692 0,167929 2,484435
Момент инерции сечеиия оболочки, м4 ’ 0,001094 0,005105 0,060095 0,153770 1,127643
Пло- щадь се- чения ядра, м2 0,04524 1 0,12566 0,72382 1,45267 5,98285
Пло- щадь се- чения оболоч- ки, м2 0,08042 0,15708 0,40715 0,55795 1,08573
Длина секции, и 4 ... 12 21t 21-9 4... 12 ©
Тол- щина стенки, см 00 о сч СЧ СЧ r
На- руж- ный диа- метр, м 0,4 со о" 1.2 4 < co •5 ’
ВидА
ts
В типовом проекте железобетонные оболочки, применяемые в
мостостроении, при их наружном диаметре 0,4 и 0,6 м названы
полыми круглыми сваями, а при диаметре 1,2 ...3 м — сваями-обо-
лочками.
В табл. 7.3 приведены основные характеристики типовых обо-
лочек, применяемых в мостостроении. Расход металла в таблице
Рис. 7.18. Стыки секций железобетонных свай-оболочек:
а — фланцево-болтовой; б — сварной
дан для.оболочек из обычного железобетона. Оболочку изготовляют
из обычного и предварительно напряженного железобетона из бе-
тона класса В35 (в типовом проекте М400). Класс бетона заполне-
ния оболочек диаметрами 1,2 м должен быть не менее В20, а диа-
метрами 1,6 и 3 м — не менее В25. В типовых оболочках из обыч-
ного железобетона диаметрами 0,4 и 0,6 м предусмотрено три типа
их армирования с процентом армирования ц—2; 2,5 и 3%, а в обо-
лочках больших диаметров — четыре (р,= 1,5; 2; 3 и 5%). Необхо-
димый тип армирования оболочек устанавливают расчетами несу-
щих элементов в составе фундаментов и опор на эксплуатационные
нагрузки. Причем оболочки с ц= 1,5% предназначены для исполь-
зования в качестве технологических элементов, и их арматура в рас-
четах прочности несущих элементов не учитывается.
185
Типовые оболочки из предварительно напряженного железобе-
тона имеют один тчп армирования (ц=3%).
В секциях оболочек данного диаметра число стержней рабочей
арматуры и радиус их размещения приняты одинаковыми незави-
симо от процента армирования. Различное армирование оболочек
достигается за счет применения арматурных стержней разных диа-
метров (от 16 до 25 мм).
В оболочках из обычного железобетона предусмотрено исполь-
зование рабочей арматуры периодического профиля класса А-П,
а из предварительно напряженного — стержневой арматуры клас-
са A-IV.
Для соединения секций оболочек из обычного железобетона диа-
метрами до 1,6 м включительно используют фланцево-болтовой или
сварной стыки (рис. 7.18). Оболочки из предварительно напряжен-
ного железобетона, а также оболочки из обычного железобетона
диаметром 3 м соединяют фланцево-болтовыми стыками.
Фланцево-болтовой стык удобен при наращивании оболочек в
процессе их погружения. Сварной стык предпочтителен при укруп-
нительной сборке, поскольку он обеспечивает меньший расход ме-
талла и является более жестким по сравнению с фланцево-болто-
вым. При разбивке несущего элемента из оболочек по глубине на
секции необходимо стремиться к получению минимального числа
стыков, так как при этом сокращается расход металла и уменьша-
ется трудоемкость работ по сборке и погружению оболочек.
Сваи из’ оболочек с^О.б м обычно погружают с закрытыми кон-
цами, для чего используют наконечники, изображенные иа рис. 7.19.
При больших диаметрах для уменьшения сопротивления грунта по-
гружению оболочек и их сохранности применяют один из типов но-
жей, изображенных на рис. 7.20.
Секции оболочек диаметром 0,4.. 1,6 м изготовляют на центри-
фугах, а диаметром 3 м — в вертикальных металлических вибро-
формах.
Помимо оболочек, изображенных на рис. 7.17, в мостостроении
применяли оболочки с толщиной стенок 15... 20 см и армированием
у наружного и внутреннего контуров оболочек (двойным армирова-
нием) .
Стальные и сталебетонные сваи. Такие сваи можно изготовлять
из стальных прокатных профилей (чаще всего используют сваи дву-
таврового сечения) или стальных труб. Преимущества этих свай:
небольшая масса, простота изготовления, удобство транспортиров-
ки и высокая прочность, что практически исключает их повреждение
при забивке в грунт.
Вследствие высокой прочности и небольшой площади попереч-
ного сечения стальные сваи можно забивать в грунты, содержащие
твердые включения, и проходить ими разрушенные поверхност-
ные слои скальных и полускальных грунтов До прочного основа-
ния.
186
Недостатками стальных свай являются повышенный расход ме-
талла и его коррозия.
Наибольшая скорость коррозии стали в воде и грунте 0,1...
0,2 мм/год, в зоне переменной влажности до 0,4... 0,5 мм/год. В на-
стоящее время еще отсутствует методика прогнозирования скорости
Рис. 7.19. Конструкции наконечников полых круглых свай rf—0,6 и:
а — глухого; б — с отверстием для подмыва
коррозии стали в фундаментах и опорах транспортных сооружений,
учитывающая конкретные условия строительства.
Для защиты от коррозии свай и стальных оболочек используют
различные покрытия из красок, смол, битума и др. Следует иметь
187
VO
в виду, что при погружении стальных сваи в твердые глинистые и
несвязные плотные грунты эти покрытия могут быть повреждены.
Сваи из прокатных профилей при развитой боковой поверхности
имеют небольшую площадь поперечного сечения, что уменьшает их
мнит'5
4Н
Рис. 7.21. Конструкции
сталебетонной сваи:
1 — наконечник; 2 — ствол;
3 — сварка накладок; 4 —
накладки; 5 — сварка сты-
ка; 6 — бетон заполнения
Рис. 7.22. Винтовая свая
кой ствола:
с металлической оболоч-
/ — наконечник; 2 — вин-
товая лопасть: 3 — оголо-
вок; 4 — ствол
сопротивление по основанию при опирании на нескальные грунты.
Эти сваи для фундаментов используют довольно редко. Значитель-
но чаще применяют трубобетонные сваи со стальной оболочкой
ствола (рис. 7.21). Наиболее эффективно такие сваи используют
при опирании на прочные и малосжимаемые грунты, а также в слу-
чае устройства уширенной подошвы.
Стальные оболочки большого диаметра 1020... 1422 мм, погру-
жаемые с открытыми концами с удалением грунта из них в процессе
погружения, можно успешно применять для устройства фундамен-
тов в любых грунтах’, в том числе и в гравийно-галечниковых грун-
тах вместо железобетонных свай сплошного сечения и железобетон-
189
ных оболочек благодаря большей прочности первых и меньшему
сопротивлению при погружении в подобные грунты.
Преимуществом стальных оболочек является то, что в них в зо-
не переменного уровня вод, в пределах глубины промерзания грунта
и надводной (надземной) зоне не образуется трещин от напряже-
ний, вызванных изменением температуры й влажности окружающей
среды, как в сборных железобетонных оболочках. Но в случаях не-
эффективности антикоррозионных покрытий и ожидаемой большой
скорости коррозии стальные оболочки приходится рассматривать
как технологические элементы, а всю эксплуатационную нагрузку
передавать на железобетон их заполнения. После погружения обо-
лочки ее заполняют бетоном. Наиболее применяемые диаметры обо-
лочек 426... 1422 мм при толщине стенок 8... 16 мм. Металлические
оболочки собирают из звеньев длиной 6... 10 м (см. рис. 7.21). Зве-
нья соединяют электросваркой.
Винтовые сваи. Такие сваи применялись при устройстве фунда-
ментов мостов, эстакад, гидротехиических и других сооружений.
В нижней части свая имеет винтовую металлическую лопасть
(рис. 7.22), которая обеспечивает погружение сваи путем вращения.
В эксплуатационных условиях лопасть способна передавать иа грунт
значительные нагрузки, так как диаметр ее превышает диаметр
ствола. В практике строительства известны случаи применения вин-
товых свай, имеющих диаметр лопастей до 3 м при глубине погру-
жения до 50 м. Несущая способность винтовых свай достигала
15 МН.
Винтовые сваи можно применять в несвязных и глинистых грун-
тах пластичной и твердой консистенции. Уширенную часть сваи це-
лесообразно погружать до грунтов, обладающих повышенной несу-
щей способностью (глинистые грунты твердой и полутвердой кон-
систенции, плотные песчаные грунты). Погружают винтовые сваи с
помощью специального механцзма — кабестана. Сваи можно погру-
жать в вертикальном и наклонном положении (с наклоном до 3:1).
Винтовые лопасти чаще всего изготовляют литыми или свар-
ными.
Винтовая лопасть, не считая ножевой части, должна соответст-
вовать полному витку. Диаметр винтовой лопасти по условиям при-
крепления к стволу должен быть ие больше 4,5 диаметра ствола
сваи. Винтовые сваи применяют с металллическим или железобетон-
ным стволом. Недостатком свай со стальными оболочками стволов
является невысокая коррозионная стойкость. Для защиты стволов
от коррозии применяют специальные покрытия.
Винтовые сваи с металлическим стволом могут воспринимать
значительные выдергивающие усилия, вследствие чего их нередко
используют в качестве анкерных устройств.
Буронабивные сваи и столбы. Такие несущие элементы были ус-
пешно применены при строительстве многих мостов и других тран-
спортных сооружений в СССР.
190
Для бурения скважин под буронабивные сваи и столбы исполь-
зуют различные буровые станки, а также установки, которые кроме
бурения обеспечивают выполнение всех или большинства операций
по устройству свай и столбов.
Стенки скважин от обрушения крепят с помощью глинистого рас-
твора, избыточного давления воды в скважине, а также с примене-
нием обсадных труб. В прочных маловлажных глинистых грунтах
стенки скважин и уширений можно не крепить. Способ крепления
стен скважии и уширений глинистым раствором при устройстве бу-
ронабивных свай применяют при бурении в водонасыщенных глини-
стых грунтах от твердой до мягкопластичной консистенции, а также
в несвязных песчаных и малосвязиых грунтах. Способность глини-
стого раствора предохранять стенки скважины и уширения в про-
цессе бурения и бетонирования от обрушения основана иа глини-
зации стенок скважин и давлении на них столба раствора. При креп-
лении стенок скважин в несвязных грунтах избыточным напором
воды ее уровень в скважине должен в течение всего периода работ
поддерживаться на 3,5... 5,0 м выше уровня поверхностных или под-
земных вод. Такой способ чаще всего применяют при устройстве
фундаментов пойменных опор мостов или опор путепроводов с по-
верхности грунта, расположенной выше горизонта вод.
Бурить скважины для свай и столбов под защитой обсадных труб
целесообразно при большой глубине воды, наличии значительных
гравийно-галечниковых прослоек, слоев текучих глинистых грунтов,
карстовых полостей и при выполнении работ рядом с существующи-
ми сооружениями. Обсадные трубы могут оставаться в грунте и
входить в состав несущего элемента. Инвентарные трубы, которы-
ми оснащены специальные установки для устройства свай и стол-
бов, обычно используют не только для крепления стен скважин, но
и для обеспечения качества укладки бетона заполнения. Такие тру-
бы извлекают из грунта после бетонирования скважин.
В СССР и особенно в Западной Сибири фундаменты многих мо-
стов, путепроводов и эстакад возведены с использованием бурона-
бивных свай системы Е. Л. Хлебникова (системы ЦНИИСа). Для
устройства таких свай, как вертикальных, так и с наклоном до 4:1
(3 :1), используют агрегат системы ЦНИИС, смонтированный на
базе универсального полноповоротного копра СССМ-680 (рис. 7.23).
Установка обеспечивает устройство свай глубиной до 40 м, диамет-
ром ствола 1,3... 1,5 и наибольшим диаметром уширения до 3,5 м
(рис. 7.24). Минимальный диаметр ствола определяется шириной
ковшового бура (фрезы).
Скважины и полости уширений бурят с помощью специальной
роторной установки. Грунты при бурении разрушаются вращающим-
ся ковшовым буром, который при этом заполняется разработанным
грунтом (рис. 7.25). Удаляется грунт циклично путем подъема бура
на поверхность. Механизм установки позволяет бурить нескальиые
грунты до твердых глин включительно.
191
4 gb*
Уширение разбуривают путем раскрытия ножей уширителя (рис.
7,25). Бетонируют сваи методом вертикально перемещающейся
трубы. Перед бетонированием в скважину опускают каркас из ар-
матуры периодического профиля. Величину защитного слоя назна-
чают не менее 10 см. Применение арматуры периодического профи-
ля обеспечивает ее необходимое сцепление с бетоном, уложенным
Рис. 7.24. Геометрические
элементы уширения сваи си-
стемы Е. Л. Хлебникова
Рис. 7.25. Ковшовый бур
(фреза) и уширитель для
изготовления свай системы
Е. Л. Хлебникова:
1 — уширитель; 2 — цилинд-
рическая фреза с режущим
дном (ковшовый бур)
подводным способом под слоем глинистого раствора. Производи-
тельность агрегата ЦНИИС — 5... 10 м скважины в смену; масса
копра — 60 т, масса навесного оборудования— 16 т.
В транспортном строительстве для устройства вертикальных бу-
ронабивных свай с диаметром ствола 1,7 м, диаметром уширения
до 3,5 м и глубиной до 30,5 м в настоящее время применяют буро-
вую машину МБС-1,7А, на базе гусеничного крана ДЭК-25 (рис.
7.26), которая является модификацией ранее выпускавшейся уста-
новки МБС-1,7. Нескальные грунты этой машиной разрабатыва-
ются ковшовым буром с откидным днищем или шнеком. Для про-
ходки прочных грунтов используют специальный грейфер, а для бу-
рения скальных — долото ударного действия. Установка имеет уши-
ритель с раскрывающимися ножами.
Применяемая в мостостроении буровая машина МБУ-1.2М (рис.
7.27) на базе крана ДЭК-25 является облегченным вариантом ма-
7-1513 193
шины МБС-1,7А. Она предназначена для бурения скважин глуби-
ной до 32 м диаметром 1,2 м с устройством уширения до 2,2 м. Не-
достаток этих двух установок состоит в том, что они не приспособ-
лены для бурения наклонных скважин.
В настоящее время в связи с тем, что установки системы ЦНИИС
(см. рис. 7.23) больше не выпускаются промышленностью, в траис-
Рис. 7,27. Буровая машина
МБУ-1.2М:
/ — ковшовый бур; 2 — консоль; 3 —
ротор с электроприводом;, 4 — теле-
скопическая штанга; 5 — вертлюг; 6 —
кран ДЭК-25; 7 — инвентарный пат-
рубок; 8 — скважина
Рис. 7.26. Буровая машина
МБС-1.7А:
1 — кран-экскаватор; 2 —. стрела; 3 —
телескопическая штанга; 4 — ротор с
электроприводом; 5 — грейфер; 6 —
ковшовый бур
портном строительстве возникла потребность в буровой машине для
устройства наклонных буронабивных свай с уширенными пятами.
Такие сваи необходимы в фундаментах опор мостов больших проле-
тов при действии на них значительных горизонтальных нагрузок,
а также для создания ростверков, имеющих небольшое развитие в
плане. В последнем случае наклон сваям нужен для размещения на
допустимых расстояниях в грунте уширенных пят.
Сейчас выпущены первые образцы, которые проходят испыта-
ния, бурильной строительной машины БМ-4000 для устройства сква-
194
жин </=1,2; 1,5 и 1,7 м на глубину 40, 30 и 24 м соответственно с
наклоном 5:1 и с уширением внизу до 3,5 м. Создана и проходит
испытания бурильная машина МБНА-1 для устройства скважин
d=l м, глубиной до 20 м, с уширением внизу до 2,5 и наклоном
скважин 5:1. Для устройства уширений диаметром до 3,5 м в ос*
новании вертикальных оболочек d= 1,6 м иа глубинах до 50 м раз-
работан уширитель 1,3/3,5 с ковшовым буром.
Многие зарубежные фирмы также выпускают универсальные
установки, предназначенные для выполнения комплекса работ по
устройству буронабивных свай. Из зарубежного оборудования в
СССР в транспортном строительстве наибольшее применение име-
ют машины японской фирмы «Като». Для устройства вертикальных
буронабивных свай и столбов диаметрами 1,2; 1,5 и 1,7 м и глуби-
ной соответственно 40, 30 и 20 м в фундаментах и опорах-фундамен-
тах транспортных сооружений применялся станок «КАТО-ЗОТНС».
Принцип работы этого станка аналогичен принципу работы станка
французской фирмы «Беното». Указанные станки позволяют совме-
щать процессы бурения скважин, удаления грунта и погружения
сборной инвентарной металлической обсадной трубы. Станок
«КАТО-ЗОТНС» в основном предназначен для сооружения бурона-
бивных несущих элементов в нескальных грунтах. Ходовая часть
станка гусеничная с гидравлическим приводом. Масса станка без
грейфера и обсадных труб 39,24 т.
В последнее время в транспортном строительстве используют бо-
лее универсальный и мощный станок «KATO-50THC-KS». Эта уста-
новка предназначена для устройства вертикальных и наклонных (до
4:1) скважин на глубину 50 м (dCK=l,5 м) и 35 м (dCK=l,7 м)
с уширением до 3,5 м.
Для бурения вертикальных скважин диаметрами 0,45; 0,65;
0,96... 1,1 м, глубиной до 18 м и устройства буронабивных свай в
транспортном строительстве также применяют универсальную бу-
ровую машину фирмы «КАТО» PF1200-yS, которая имеет несколько
буровых инструментов: бур-ковш, грейфер, шарошечное долото и
шнековый бур. Машина может бурить скважины в любых грунтах,
включая скальные. При работе с шарошечным долотом для удале-
ния шлама используется вакуумная отсасывающая установка.
В промышленном строительстве для бурения вертикальных
скважин под буровые сваи глубиной до 30 м, диаметром ствола до
0,6 м и уширения до 1,6 м применяют буровые установки СО-2,
смонтированные на базе экскаватора Э-1252, и установки СО-1200
для бурения вертикальных скважин глубиной до 30 м, диаметром
1... 1,2 м без уширения подошвы и диаметром 0,8 м с уширением
1,8 м, смонтированные на базе крана МГК-25. Монтаж арматурного
каркаса и бетонирование сваи при этом выполняют другими ма-
шинами.
Набивные сваи, изготовляемые с помощью извлекаемых инвен-
тарных труб ^заполнения скважин трамбуемым бетоном. Тех но л о-
7* 195
гических схем изготовления подобных сваб разработано несколько.
В нашей стране из свай этой группы применялись частотрамбован-
ные сваи. Их изготовляли с помощью инвентарной стальной трубы
диаметром 35... 40 см, забиваемой с закрытым концом в грунт спе*
циальным копром. Труба в нижней части свободно опиралась на
железобетонный башмак, оставляемый в грунте после ее забивки.
Трамбовался бетон под воздействием периодических подъемов и
опусканий трубы в результате частых ударов молота.
Рис. 7.28. Последовательность изготовления свай Франки
За рубежом получили распространение сваи Франки, имеющие
сходную технологию изготовления. Последовательность изготовле-
ния свай показана на рис. 7.28. Обсадная труба на высоту 0,8...
1,0 м заполняется внизу сухой бетонной смесью, которая при трам-
бовании образует пробку. Труба погружается под ударами трам-
бовки по бетонной пробке, увлекающей за собой обсадную трубу.
После достижения проектной отметки трубу подвешивают к копру.
Пробка выбивается из трубы трамбовкой, сбрасываемой с большей
высоты. Внизу сваи образуется уширение путем втрамбовывания
бетонной смеси.
Обсадная труба заполняется отдельными порциями трамбуемого
жесткого бетона и постепенно вытягивается на поверхность из сква-
жины. В трубу можно вставить арматурный каркас. Ствол сваи
получается гофрированной формы. Наружный диаметр обсадной
трубы d—46 см. Сваи можно устраивать как в вертикальном, так и
наклонном положении. Устраивать сваи Франки можно в любых
грунтах, позволяющих забить обсадную трубу.
196
Вытеснение грунта в стороны при забивке инвентарной трубы с
закрытым концом и трамбование жесткой бетонной смеси при на-
бивке свай приводят к уплотнению окружающего грунта. В резуль-
тате этого, а также за счет неровной боковой поверхности свай их
несущая способность за счет касательных составляющих сопротив-
ления грунта по боковой поверхности получается больше, чем у
буронабивных свай, изготовляемых путем предварительного буре-
ния скважин, при котором уплотнение окружающего грунта не
происходит, и последующего их заполнения нетрамбуемым бетоном.
Но устройство свай Франки и частотрамбованных свай требует
тщательного соблюдения технологии извлечения инвентарной тру-
бы и набивки образующейся полости жесткой бетонной смесью. Не-
качественное приготовление бетонной смеси, несоблюдение требуе-
мых скоростей подачи бетона в трубу и ее подъема приводили к об-
разованию дефектов ствола сваи: местным утоньшениям и даже
полному разрыву сплошности ствола. По этой причине частотрамбо-
ванные сваи распространения не получили.
Набивные сваи также изготовляются с использованием инвен-
тарных труб по вибрационной технологии. В этом случае инвентар-
ную трубу с теряемым башмаком погружают в грунт вибропогру-
жателем или вибромолотом. Затем в трубу устанавливают арматур-
ный каркас и на всю высоту заполняют малоподвижной бетонной
смесью. Трубу извлекают с вибрированием, что приводит к уплот-
нению бетонной смеси и обеспечивает ее проскальзывание по внут-
ренней поверхности трубы. Вибронабивные сваи можно изготовлять
и с уширенной пятой, для чего используют вибротрамбовку, которой
в основание сваи втрамбовывают жесткий бетон. При этом теряе-
мый башмак отсоединяется от трубы и внедряется в грунт.
7.3. Несущая способность саай и столбов
на осевую нагрузку по сопротивлению грунта
При проектировании фундаментов необходимо знать расчетное
сопротивление сваи или столба (допустимую осевую нагрузку на
сваю или столб) по прочности грунта основания. Под расчетным
сопротивлением сваи или столба подразумевают такую наиболь-
шую осевую нагрузку, которая обеспечивает нормальную эксплу-
атацию сооружения и гарантирует устойчивое положение несуще-
го элемента в грунте. Расчетное сопротивление сваи по грунту
определяют через ее несущую способность. Несущей способностью
считается сила предельного сопротивления грунта основания.
Несущую способность свай и столбов по сопротивлению грунта
можно определить несколькими методами, описанными ниже.
Метод пробных статических нагрузок. Этот метод определения
несущей способности свай и столбов является наиболее надеж-
ным, но в то же время весьма дорогим и трудоемким. Испытанию
подвергают сваи и столбы, имеющие проектные размеры, погру-
197
женные в местах сооружения фундаментов с использованием тех
же средств, которые будут применены для погружения остальных
свай и устройства столбов. Вследствие трудности проведения по-
добных испытаний на стадии проектирования сооружения их не-
редко выполняют уже в процессе строительства.
Рис. 7.29. Пример установки Рис. 7.30. Схемы анкерной и репер-
для испытания свай статиче- иой системы для испытания свай:
СКОЙ нагрузкой а — кустовое расположение свай; б —
рядовое расположение свай; 1 — балоч-
ная клетка; 2 — реперные уголки; 3 —
реперные сваи; 4 — анкерные сваи; 5 —
испытуемые сваи; б — прогибомеры
Испытываемую сваю или столб чаще всего загружают с по-
мощью гидравлических домкратов. Реактивные усилия от домкра-
тов передаются на анкерные сваи (рис. 7.29). Если испытания
ведут после сооружения плиты ростверка, то реактивные усилия
могут быть восприняты плитой ростверка или надфундаментной
частью сооружения.
Прн испытании небольших свай упором для гидравлических
домкратов может служить грузовая платформа.
Возможные схемы взаимного размещения испытываемых,
анкерных и реперных свай, а также схемы балочных клеток изоб-
198
ражены на рис. 7.30. Практика показывает, что для нормального
хода испытаний число анкерных свай должно быть не менее
четырех, а при устройстве свай в слабых грунтах их число реко-
мендуется увеличить до шести.
Расстояние в свету между анкерной и испытываемой сваями
для устранения влияния анкерных свай на испытываемую реко-
мендуется принимать не менее 4d, при толщине ствола свай
d<0,8 м. При испытаниях несущих элементов с большей толщи-
ной ствола это расстояние может быть уменьшено до 2d. Для
свай с уширенной подошвой за d следует считать диаметр уши-
рения.
Для измерения осадки сваи можно применить любые прибо-
ры, позволяющие определить перемещения с точностью 0,1 мм.
Особенно удобны для этой цели прогибомеры. Необходимо также
замерять значение выхода анкерных свай, которые работают на
растяжение. Срыв анкерных свай будет указывать на недоста-
точную несущую способность анкерной системы и невозможность
дальнейшего нагружения испытываемой сваи без усиления анкер-
ной системы.
Для установки прогибомеров применяют специальные репер-
ные системы. В качестве реперных используют сваи, в которых
не возникает перемещений от влияния испытываемой и анкерных
свай.
Нагрузку на сваю прикладывают ступенями, составляющими
,/ю--,/1в от ожидаемого значения предельной нагрузки. К сле-
дующей ступени нагрузки переходят после того, как произойдет
затухание осадок от предыдущей ступени. Осадка при данной
ступени нагрузки практически считается затухшей, если прираще-
ние осадки составит не более 0,1 мм/ч при опирании на глинистые
грунты полутвердой и тугопластичной консистенции и не более
0,2 мм/ч при опирании на песчаные и глинистые твердые грунты.
Опыты показывают, что при таких нормах затухания осадок ве-
личины предельных нагрузок на сваи значительно не искажа-
ются.
По результатам наблюдений строят графики зависимости
осадки от нагрузки и осадки во времени. На рис. 7.31 изображе-
ны типичные графики для висячих свай, погружаемых с закры-
тыми концами и не имеющих уширенных подошв. Нагрузку обыч-
но доводят до значения, при котором резко увеличивается осадка
сваи. В момент срыва сваи в грунте будут преодолены сопротив-
ления сдвигу у боковой поверхности ствола, а также значительно
разовьются области предельного равновесия ниже подошвы сваи.
Предельное сопротивление соответствует точке перелома на
графике «осадка—нагрузка» и его принимают на одну ступень
меньше максимальной нагрузки, при которой свая теряет устой-
чивость. График зависимости осадки от времени, являющимся
вспомогательный, позволяет точнее зафиксировать момент поте-
199
ри устойчивости и предельную нагрузку на сваю Fu. В момент
потери устойчивости скорость осадки свай резко возрастает.
Нагрузку, соответствующую Fu, можно оценить по отношению
приращений осадок от данной и предыдущей ступеней нагрузок.
Можно считать, что Fu соответствует нагрузке на одну ступень
меньше нагрузки, при которой приращение осадки за ступень за-
гружения будет в 5 раз и более превышать приращение осадки
X
Рис. 7.31. Графики статического испытания стальной
трубчатой сваи </«480 мм
за предыдущую ступень загружения. Нагрузку Fu можно считать
и такую, при которой осадка не затухает в течение суток и более.
Указанные два условия определения Fu применимы в тех слу-
чаях, когда общая осадка сваи к концу испытания превышает
40 мм. Этими условиями приходится пользоваться как дополни-
тельными, если график испытания сваи не имеет такого четкого
характера, как показано на рис. 7.31.
Несущую способность сваи или столба по сопротивлению грун-
та основания определяют по формуле
Fd=VcFn/Vg' (7.3)
где ус — коэффициент условий работы (для вдавливающих нагру-
зок ?с=1); Fn — нормативное значение предельного сопротивления
сваи или столба, определяемое по данным испытаний; yg — коэф-
фициент надежности по грунту.
В тех случаях, когда количество испытанных в равных грун-
товых условиях несущих элементов п^б, ув определяют на основе
200
статистической обработки по действующему ГОСТу результатов
всех п испытаний. При этом
п
Fn =2 (7.4)
i-i
где Fut —частное значение предельного сопротивления сваи, полу-
ченное в /-м испытании.
Когда п<6, принимают ye=l, Fn=FUmin, где F«min— наимень-
шее предельное сопротивление несущего элемента по результатам
всех испытаний.
Расчетное сопротивление сваи Рг по результатам статических
полевых испытаний с ее несущей способностью F& связано соот-
ношением
(7.5)
где ус! — коэффициент условий работы; у* — коэффициент надеж-
ности.
Коэффициент условий работы yci при расчете фундаментов
опор мостов на постоянные и вертикальные нагрузки принимают
Yci = l. При учете (совместном или раздельном) горизонтальных
временных нагрузок для висячих несущих элементов уо принима-
ют по табл. 7.4 в зависимости от числа рядов свай на плоской
схеме фундамента и отношения v наименьшего усилия в сваях
Nmin к наибольшему усилию Nmax (v=Nmin/Nmax). Для случаев, не
рассмотренных в табл. 7.4, принимают yci=l.
Таблица 7.4
Плоская схема фундамента Число рядов на плоской схеме Значения vcl прн
v<0.1 ч 0,l<v<0,3 0,3<v<0,4
С одними вертикальными 4 1,1 1,1 1,1
сваями 5,.. 7 1,15 1,15 1,1
8 1,2 1,15 1,1
С наклонными сваями 5... 7 1,1 1,1 1,0
8 1,15 1,1 1.1
Коэффициент yd введен для учета распределяющей способ-
ности жестких ростверков, вследствие чего равенство Мпах=Рг
только для одного ряда свай при большом количестве рядов и
большой степени неравномерности распределения усилий между
рядами (малом v) еще не означает использование всей несущей
способности фундамента.
При висячих сваях для фундаментов опор с высокими и низ-
кими ростверками, подошва которых опирается на сильносжимае-
мый грунт, а также при любом ростверке и любых сваях, рабо-
201
тающих на растяжение, у* принимают в зависимости от общего
числа свай п в фундаменте:
п..........
У»..........
1...5 6... 10 11...20 >21
1,6 1,5 1,4 1,25
Для фундаментов опор мостов с низкими ростверками при
висячих сваях (исключая случай наличия под подошвой роствер-
ка сильносжимаемого грунта) и сваях-стойках, а также с высоки-
ми ростверками при сваях-стойках, работающих на сжатие, ко-
Рис. 7.32. Увеличение несущей способ-
ности во времени трубчатой сван, по-
груженной в пластичную глину (по
В. Хоузену)
эффициент у*=1,25 незави-
симо от п.
Увеличение у* при вися-
чих сваях и высоком рост-
верке, а также при сваях,
работающих на выдергива-
ние при любом ростверке,
связано с возможным сни-
жением несущей способно-
сти отдельных свай в фунда-
менте. При большом п это
снижение менее опасно.
В случае висячих свай и
низкого ростверка имеется
дополнительный запас несу-
щей способности за счет
опирания его подошвы на
грунт. При сваях-стойках,
работающих на сжатие, от-
казы менее вероятны, чем
при висячих сваях, поэтому в указанных случаях у* принимают не
зависящим от п.
При погружении сваи изменяется природное состояние грунта
из-за вытеснения определенного его объема и образования в свя-
зи с этим вокруг сваи и ниже ее подошвы деформированной зоны.
Изменения возникают и от динамических воздействий, передава-
емых грунту.
В глинистых грунтах в момент погружения свай эти изменения
снижают их несущую способность. В водонасыщенных малопроч-
ных грунтах вокруг боковой поверхности свай образуется зона
разжиженного грунта. При погружении сваи вследствие перемятия
грунта и под действием динамических воздействий (особенно
вибрационных) нарушаются связи между частицами. С течением
времени влажность грунта у поверхности сваи уменьшается вви-
ду ее перераспределения и консолидации грунта. В окружающем
грунте происходят также процессы тиксотропного упрочнения,
приводящие к полному или частичному восстановлению связей
между грунтовыми частицами. В результате с течением времени
202
несущая способность свай возрастает. Наблюдается так называе-
мое явление засасывания свай (рис. 7.32).
Для того чтобы выявить действительную несущую способность
свай, к их испытаниям можно приступать после того, как в основ-
ном закончатся процессы упрочнения грунтов. Исследования это-
го вопроса позволяют ориентировочно считать, что в однородных
грунтах процессы увеличения несущей способности свай заканчи-
ваются в среднем: в супесях — через 5, суглинках — через 15, в
глинах — через 25 сут и более.
Время «засасывания» свай, которое называют еще временем
«отдыха» или просто «отдыхом» сваи, зависит также от минера-
логического состава глин и содержания органических веществ.
Несущая способность сваи за это время повышается в 1,5...6 раз.
Явление «засасывания» наблюдается в пылеватых и мелких пес-
ках, особенно при содержании примесей коллоидных частиц.
Чистые песчаные грунты могут разупрочняться, в результате
чего несущая способность свай с течением времени может сни-
зиться. Этот процесс в песчаных грунтах протекает достаточно
быстро — заканчивается он примерно в течение 2...3 сут после по-
гружения сваи.
В соответствии с ГОСТом на испытания свай продолжитель-
ность «отдыха» должна быть не менее 6 сут при глинистых или
разнородных грунтах и не менее 3 сут при песчаных грунтах.
Несущую способность забивных свай можно приближенно оце-
нить по данным статического зондирования. Сущность зондиро-
вания заключается во вдавливании в грунт с постоянной скоростью,
не превышающей 0,5 м/мин, специального зонда, позволя-
ющего раздельно регистрировать силы трения по боковой поверх-
ности зонда и силы сопротивления вдавливанию наконечника,
имеющего форму конуса. Диаметр стандартного зонда d=3,6 см,
угол заострения конуса — 60°.
Частное значение предельного сопротивления сваи в точке
зондирования определяют по формуле
Л»«в₽1М+₽гЛ«А. (7.6)
где Pi и Рг — коэффициенты, установленные опытным путем, опре-
деляемые по графикам рис. 7.33, 7.34; qs — среднее значение соп-
ротивления грунта прониканию наконечника зонда на участке
вблизи острия сваи, полученное как частное от деления силы
вдавливания наконечника зонда на площадь его горизонтальной
проекции; Ани — площадь и периметр поперечного сечения сваи;
fs — удельное сопротивление грунта по боковой поверхности зон-
да в пределах глубины погружения сваи h.
Несущую способность сваи по данным зондирования вычисля-
ют так же, как и при испытании свай в натуральную величину
по формуле (7.3), при этом Fn находят по формуле (7.4), а уя —
на основе статистической обработки результатов п зондирований.
203
Несущую способность коротких свай определяют также испы-
танием грунтов эталонными сваями и сваями-зондами, имеющими
круглое поперечное сечение и представляющими собой модели (с
уменьшенными поперечными размерами) натурных свай. Ввиду
ограниченной длины таких свай в транспортном строительстве
эти методы определения несущей способности распространения
не получили.
Рис. 7.33. Значения коэффици-
ента Pi
Рнс. 7.34. Значения коэффи-
циента Ра
Динамический метод. По сравнению с методом пробных нагру-
зок динамический метод определения несущей способности свай
более простой и дешевый. Польузясь им, можно определить несу-
щую способность каждой погружаемой сваи. Однако динамиче-
ский метод дает менее точные результаты, что обусловлено раз-
ным характером работы грунта, окружающего сваю при динами-
ческих нагрузках во время забивки и статических нагрузках от
сооружения.
При выводе расчетных формул для этого метода принимают
различные допущения, которые не всегда приводят к надежным
результатам. Динамический метод не применим для оценки несу-
щей способности столбов и свай с уширенной подошвой.
Силу предельного сопротивления погружению сваи Ftt в дина-
мическом методе определяют в зависимости от значения погру-
жения сваи е от одного удара молота (е называют отказом сваи).
Энергию падающего молота Э (рис. 7.35), равную Q/f, можно
выразить уравнением
QH^Fue+ieQH‘+Er
где Q— вес ударной части молота; Я—высота падения молота;
Fue — полезная работа, расходуемая на преодоление сопротивле-
ния Fu погружению сваи на значение отказа е; beQH—работа,
которая тратится на преодоление вредных сопротивлений (оста-
точные деформации, нагревание и др.); б« — коэффициент, пока-
зывающий, какая часть общей работы затрачивается на преодо-
204
ление вредных сопротивлений; £у — работа упругих деформаций
материала сваи и грунта.
Раскрывая значение 6е и пренебрегая Еу, Н. М. Герсеваиов
получил следующую формулу для определения предельной наг-
рузки на сваю:
Fu =—плА/2 + /4л2/4 + плАЭ^а+(Qn-H)I, (7.7)
где пд — коэффициент, имеющий размерность напряжения и ха-
рактеризующий материал сваи и
условия забивки (принимают по
табл. 7.5); А — площадь поперечно-
го сечения ствола сваи <брутто»;
Э — энергия удара молота; Qa —
полный вес молота; &в — коэффи-
циент восстановления удара, зави-
сящий от материала соударяющих-
ся тел: для стали и чугуна с дере-
вом Л2в=0,2 (при железобетонных
и стальных сваях предусмотрено
применение наголовника с деревян-
ным вкладышем); q — вес сваи с
наголовником и подбабком.
Формула (7.7) применима, при
Рнс. 7.35. Схема, к определению
несущей способности сваи дина-
мическим методом
е^2 мм. При ’ меньшем отказе в
уравнении работ нельзя пренебре-
гать слагаемым £у. В этом случае
Fu определяют по формуле, приве-
денной в СНиПе, учитывающей также и упругие перемещения
грунта и сваи.
Несущую способность сваи Fd по результатам динамических
испытаний п свай с определением Fui по формуле (7.7) устанав-
ливают так же, как и при статических испытаниях с использова-
нием формул (7.3) и (/.4). При определении расчетного сопро-
тивления сваи по выражению (7.5) учитывают более высокие
значения коэффициента у*, так как динамический метод является
наименее точным из существующих. Для фундаментов опор мос-
тов в случаях, рассмотренных в методе статических испытаний
свай, когда у* зависит от п, учитывают следующие его значения:
я......... 1...5 6... 10 11...20 >21
у*........ 1,75 1,65 1,55 1,40
Целесообразно для определенных грунтовых условий и приня-
того типа молота проводить одновременно испытания свай дина-
мическим и статическим методами с целью нахождения попра-
вочных коэффициентов к формуле (7.7). Нередко на практике
несущая способность свай, установленная динамическим методом,
205
оказывается меньше, чем по результатам, полученным методом
пробных статических нагрузок.
Определив из выражения (7.7) величину е, получим формулу,
применяемую на практике для контроля несущей способности
забиваемых свай по отказу:
<?р=«M43(Qn+k2Bq)l[Fd(Fd+пдД) (Qn+ ?)]. (7.8)
В формуле (7.8) принимают Fd=ykPr, где Рг бывает задано
в проекте фундамента.
Формулы (7.7) и (7.8) строго применимы в случаях использо-
вания подвесных молотов и паровоздушных молотов одиночного
действия. Для таких молотов 9=QH. Приближенно ими можно
пользоваться и для дизель-молотов. Для трубчатых дизель-моло-
тов Э=0,9 QH, а для штанговых 3=0,4 Qn. Для молотов двой-
ного действия 3 принмают по паспортным данным. При забивке
наклонных свай энергию удара уменьшают на 1О...2О% при нак-
лонах свай от 5: 1 до 3 : 1.
Таблица 7.5
Материал сваи и условия погружения
Деревянная
с подбабком
без подбабка
Железобетонная с наголовником
Стальная:
с деревянным подбабком
со стальным подбабком и наголовником
с наголовником без подбабка
Значения лд, кПа
784
981
1470
1962
2943
4905
Несущая способность сваи считается обеспеченной, если фак-
тический отказ е будет равен или меньше контрольного ер.
Так же как и при статических испытаниях, динамические ис-
пытания нужно проводить после «отдыха» сваи.
Время «отдыха» можно установить непосредственно на строи-
тельстве. Для этого через определенные промежутки времени про-
водят контрольные определения отказов и строят график зави-
симости, аналогичный изображенному иа рис. 7.36. По графику
определяют время, начиная с которого отказы уже ие снижаются.
Истинный отказ устанавливают для нескольких контрольных
свай. Его определяют как среднее значение путем деления заме-
ренного погружения сваи на число контрольных ударов. Для
уменьшения влияния нарушения грунта на несущую способность
сваи число контрольных ударов в каждом залоге назначают не-
большим — 3...5.
206
Формулу (7.8) используют и для уточнения необходимой глу-
бины погружения свай. Для свай, погруженных на различную
глубину, определяют значения истинных отказов и строят график
зависимости отказа от глубины погружения. Минимальную глу-
бину погружения определяют графически по значению контроль-
ного отказа (см. рис. 7.35).
Теоретический метод. Боль-
шинство теоретических формул,
используемых для определения
несущей способности висячих
свай и столбов, исходят из схемы,
Рис. 7.37. Схема к определению не-
сущей способности висячей сваи:
1 — отметка горизонта меженных вод;
2 — отметка дна с учетом общего раз*
мыва; 3 — отметка уровня максимально*
го размыва
Рис. 7.36. Изменение отказов
железобетонной сваи, погру-
женной в супеси, в зависимо-
сти от времени
изображенной на рис. 7.8, и выражения (7.2). Несущую способ-
ность определяют как сумму сил сопротивления грунта вдоль бо-
ковой поверхности ствола и сопротивления грунта под подошвой
несущего элемента. При этом обе составляющие несущей способ-
ности условно определяют независимо друг от друга.
В общем случае, когда ствол висячей сваи или столба прохо-
дит п слоев грунта ниже линии размыва (рис. 7.37) или поверх-
ности грунта, расчетное сопротивление сваи по грунту определя-
ют по формуле
2 Ye///z^). (7.9)
где ус: — коэффициент условий работы, определяемый так же, как
и в формуле (7.5); у* — коэффициент надежности, значения кото-
рого принимают такими же, как и при определении расчетного
207
сопротивления сваи динамическим методом; Fd— несущая спо-
собность сваи или столба; усц и усц — коэффициенты условий ра-
боты; R — расчетное сопротивление грунта сжатию под подошвой
несущего элемента; А — площадь опирания несущего элемента на
грунт (для свай и столбов с уширенной подошвой — площадь
проекции подошвы на плоскость, перпендикулярную оси ствола
сваи); и — периметр поперечного сечения ствола несущего эле-
мента; fi—расчетное сопротивление грунта по боковой поверхно-
сти несущего элемента; U — толщина участка грунта вдоль боко-
вой поверхности несущего элемента.
В формуле (7.9) первое слагаемое в скобках выражает состав-
ляющую несущей способности грунта по подошве сваи или столба,
а второе — составляющую, зависящую от сопротивления грунта
вдоль боковой поверхности ствола.
Как показали исследования, на значение несущей способности
Fd оказывает влияние способ погружения свай и столбов. В раз-
личных грунтах это влияние проявляется по-разному. В глинистых
грунтах несущая способность сваи, погруженной виброметодом,
получается меньшая, чем у забивной: действие вибраций более
интенсивно разрушает связи между частицами грунта, чем забив-
ка молотом. Под подошвой сваи образуется область разжижен-
ного нарушенного грунта. После погружения вибратором проч-
ность грунта вокруг сваи и особенно под ее подошвой восстанав-
ливается в меньшей степени, чем после забивки. В песчаных
грунтах действие вибраций, наоборот, несколько уплотняет их,
что повышает несущую способность свай.
При погружении сваи с закрытым концом грунт из объема,
занимаемого сваей, вытесняется в стороны, что более интенсивно
уплотняет окружающий грунт по сравнению со случаем погруже-
ния оболочки большого диаметра с открытым концом, грунт из
которой удаляют.
Для буровых свай и столбов, изготовляемых в предваритель-
но пробуренных скважинах, значения удельных сил трения и соп-
ротивления грунтов под подошвами будут меньшие, чем для за-
бивных свай, так как при бурении и бетонировании грунт вокруг
скважин и в их основаниях почти не уплотняется.
Указанные особенности устройства несущих элементов и влия-
ние свойств грунтов отражены в нормах проектирования в выбо-
ре различных значений R, fi, yc.R, ycfb
Для забивных свай сплошного сечения и оболочек, погружае-
мых в грунт с закрытым концом, значения R в зависимости от
вида песчаного грунта и показателя текучести /г пылевато-глини-
стого принимают по табл. 7.6 с учетом глубины погружения ниж-
него конца сваи от поверхности грунта, а на акватории от уровня
дна водоема после общего размыва расчетным паводком.
Для буронабивных свай и столбов, а также оболочек, погру-
жаемых с открытым концом и с выемкой грунта из их внутрен-
208
ней полости значения R для пылевато-глинистых грунтов устанав-
ливают по табл. 7.7.
Таблица 7.6
Расчетные сопротивления сжатию под нижиим концом забивной сваи R, кПа
песчаных грунтов средней плотности
Глубина погруже- гравелн- крупных средней мелких пылева-
ния ниж- него кон- стых крупности тых
ца сван, м пылевато-глинистых грунтов прн показателе текучести IL
0 од 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
4 8300 6800 3800 3200 2100 1250 700
5100 2500 1600
7000 3400 2200 1300 800
5 8800 6200 4000 2800 2000
7300 4300 3700 2400
7 9700 6900 .3300 2200 1400 850
7700 5000 4000 2600 1500
10 10 500 7300 3500 2400 900
8200 4400 1000
15 11 700 7500 5600 4000 2900 1650
20 12 600 8500 6200 4800 4500 3200 1800 1100
25 13 400 9000 6800 5200 3500 1950 1200
30 14 200 9500 7400 5600 3800 2100 1300
35 15 000 10 000 8000 6000 4100 2250 1400
Примечания: 1. В числителе приведены данные для песчаных грун-
тов, в знаменателе — для глинистых. 2. Для плотных песков значения увели-
чивают в 1,6 раза, а при определении степени плотности зондированием — в
2 раза.
При опирании подошв таких несущих элементов на несвязные
грунты расчетное сопротивление основания определяют по фор-
муле, полученной в теории предельного напряженного состояния
грунта
^=Yllp(Yi^-raYi'^KA), (7.10)
где уя — коэффициент, принимаемый при сохранении внутри обо-
лочки ненарушенного грунтового ядра высотой не менее 0,5 м
равным 1, а в остальных случаях — 0,75; р и а — коэффициенты,
определяемые по графикам на рис. 7.38; yi — удельный вес грун-
та в основании несущего элемента; Л°к и В°к—коэффициенты,
принимаемые по табл. 7.8; d— диаметр ствола или уширения
сваи или столба; y'i—среднее значение удельного веса грунтов,
209
Таблица 7.7
Глубина заложе- ния ниж- него кон- ца несу- щего эле- мента, м Расчетное сопротивление сжатию R, кПа, пылевато-глинистых грунтов под нижннм концом буронабивных свай прн показателе текучести Z&
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
3 850 750 650 500 400 300 250
5 1000 850 750 650 500 400 350
7 1150 1000 850 750 600 500 450
10 1350 1200 1050 950 800 700 600
12 1550 1400 1250 1100 950 800 700
15 1800 1650 1500 1300 1100 1000 800
18 2100 1900 1700 1500 1300 1150 950
20 2300 2100 1900 1650 1450 1250 1050
30 3300 3000 2600 2300 2000 » —»
40 4500 4000 3500 3000 2500 — —
Примечание. Для свай в фуидамеитах опор мостов R следует повы-
шать иа величину 1,5уиЛи, где Л» — глубина воды при расчетном паводке с
учетом общего размыва, и понижать при е>0,6 иа значение коэффициента т,
определяемого интерполяцией между т=\ при е=0,6 и т=*0,6 при е«=1,1.
расположенных в пределах высоты ствола сваи или столба; h —
глубина погружения несущего элемента от поверхности грунта
или от уровня общего размыва.
Таблица 7.8
Угол внутреннего трення грун- та ФР град Ак Вк*
23 9,5 18,6
25 12,6 24,8
27 17,3 32,8
29 24,4 45,5
31 34,6 64
33 48,6 87,6
35 71,3 127
37 108 185
39 163 260
Значения yi и у'х для водонасыщенных грунтов определяют с
учетом взвешивающего действия воды.
Значения / для всех видов свай и столбов принимают по
табл. 7.9.
Коэффициенты условий работы yCf и усц для основных случа-
ев устройства свай и столбов приведены в табл. 7.10. и 7.11.
Более подробные данные рассматриваются в нормах проектиро-
вания свайных фундаментов.
210
Таблица 7.9
Средняя Расчетное сопротивление сдвигу по боковой поверхности свай и столбов f, кПа
песчаных грунтов средней плотности
глубина располо- крупных пыле*
ження слоя грунта, м н средней крупности мелкнх ватых 11 -1 fci Л
пылевато-глнннстых грунтов прн показателе текучести
0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
1 35 23 15 12 8 4 4 3 2
2 42 30 21 17 12 7 5 4 4
3 48 35 25 20 14 8 7 6 5
4 53 38 27 22 16 9 8 7 5
5 56 40 29 24 17 10 8 7 6
6 58 42 31 25 18 10 8 7 6
8 62 44 33 26 19 10 8 7 6
10 65 46 . 34 27 19 10 8 7 6
15 72 51 38 28 20 11 8 7 6
20 79 56 41 30 20 12 8 7 6
25 86 61 44 32 20 12 8 7 6
30 93 66 47 34 21 12 9 8 7
35 100 70 50 36 22 13 9 8 7
Примечание. Для плотных песков
значения f увеличиваются иа 30%.
Таблица 7.10
Вид свай и столбов и способы их устройства Значения для
песков супесей суглинков глнн
Погружение забивкой сплошных и полых свай с закрытым концом 1.0 1,0 1,0 1,0
Погружение с подмывом свай н обо- лочек 0,9 —
Вибропогруженне свай и оболочек при показателе текучести /г=*0,5* 1,0 0.9 0,9 0,9
То же, прн Zz.^0 * Внбропогружеиие свай и оболочек с выемкой груита 1.0 1.0 1.0
1,0 0,9 0,7 0,6
Буронабивные сваи и столбы, в том числе с уширенной пятой, бетонируе- мые под водой или глинистым раство- ром 0,6 0,6 0,6 0.6
* Для глинистых грунтов.
Расчетное сопротивление сваи или столба, опертых на прак-
тически несжимаемый грунт, определяют без учета сопротивления
211
грунта по боковой поверхности:
RA,
(7.11)
где уе=1,0— коэффициент условий работы; у*» 1,4— коэффици-
ент надежности; R — расчетное сопротивление грунта основания
сжатию; А — площадь опирания несущего элемента на грунт.
Значение R принимают равным 19810 кПа для забивных свай,
опирающихся концами на скальные и крупнообломочные грунты
с песчаным заполнением, а также глины твердой консистенции с
модулем деформации МПа. При этом А означает полную
площадь поперечного сечения ствола сплошных свай и свай-обо-
лочек при заполнении их внутренней полости бетоном на высоту
не менее трех диаметров.
Для столбов, забуренных (заделанных) в скалу, расчетное
сопротивление основания столба в выражении (7.11) определяют
по формуле
/?=»/?пс(Л3/й(а+1,5)^/Уг. (7.12)
где Rac — нормативное сопротивление скального основания одно*
212
Таблица 7.11
Вид свай и способ погружения Значения ?сД для грунтов
песчаных глинистых
крупные н средние мелкие пылева- тые супеси суглинкн ГЛИНЫ
Погружение забив- 1.0 1,0 1,0 1.0 1.0 1.0
кой сплошных и по- лых свай с закрытым концом Вибропогружение 1.2 1.1 1,0 0,9 0,8 0,7
свай с закрытыми концами при /ь» ===0,5* То же, при /х.^0* 1.0 1.0 1.0
Забивка свай с от- крытым концом при диаметре полости, см: <40 1,0 1,0 1.0 1.0 1.0 1.0
>40 0.7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7
Камуфлектиые сваи нз оболочек, погру- женные на глубину более Юм: прн диаметре ушире- ния, м: 1,0 0,9 0,9 0.9 0,9 0,9 0,9
1.5 0,8 0,8 0.8 0,8 0,7 0,7
* Для глинистых грунтов,
осному сжатию в водонасыщенном
d3 — глубина
безопасности
И
осному сжатию в водонасыщенном состоянии; Л8
и диаметр ствола заделки; уг=1,4— коэффициент
по грунту; kt — коэффициент, определяемый
по графику на рис. 7.39 в зависимости от
приведенного эксцентриситета ё:
e=Mh [ 1 +2QAM3AfA)VGVAd8), (7.13)
где Мн, Qh и Nfi — соответственно момент,
поперечная и продольная силы в сечении
несущего элемента на уровне расчетной по-
верхности скалы. Значения Мн, Qh и Nh
устанавливают расчетом фундамента.
Для заделанных в скалу столбов в. фор-
муле (7.11-) учитывают площадь сечения
заделки столба А.
Несущую способность свай на выдерги-
вание можно определить в полевых усло-
виях путем ее испытания статическими выдергивающими нагруз-
ками.
213
Теоретическим путем расчетное сопротивление сваи или столба
призматической или цилиндрической формы без уширения опре-
деляют, учитывая сопротивление сдвигу ствола по грунту, по фор-
муле
2^/77/. <7-14)
где yc=0,8 — коэффициент условий работы; остальные величины
имеют те же значения, что и в формуле (7.9).
7.4. Несущая способность свай и столбов
по сопротивлению материала ствола
Сваи и столбы в фундаментах и опорах транспортных соору-
жений чаще всего испытывают внецентренное сжатие. Для оцен-
ки их несущей способности по материалу необходимо знать в
различных сечениях ствола продольные силы и изгибающие мо-
менты, которые устанавливают расчетом фундамента.
Ствол сваи или столба рассчитывают на прочность и устойчи-
вость (в фундаментах с высокими ростверками), а также по тре-
щиностойкости (при железобетонных несущих элементах). Такие
расчеты подробно излагаются в курсах строительных конструкций
и мостов.
Проверять типовые сваи и оболочки из обычного и предвари-
тельно напряженного железобетона на прочность и трещиностой-
кость можно с использованием расчетных графиков, имеющихся
в типовых проектах.
На рис. 7.40 показаны в качестве примера расчетные графики
для проверки прочности и трещиноустойчивости типовых полых
круглых свай диаметром d=0,4 м (характеристики свай приведе-
ны в табл. 7.3) из предварительно напряженного и обычного
железобетона незаполненных (------) и заполненных (--------)
бетоном класса В15(М200). При проверке прочности сечений свай
из обычного железобетона по графикам на рис. 7.40, б значения
раскрытия трещин не превышают допустимого 0,02 см. Поэтому
дополнительного расчета по раскрытию трещин не требуется.
Для оценки прочности и трещиностойкости заполненной или
незаполненной бетоном оболочки на соответствующий график
наносят точку с координатами Ni и т|Л4/, где Nt и Mt — продоль-
ная сила и момент в рассматриваемом сечении сваи. Если точка
находится внутри области, очерченной расчетными кривыми, то
прочность и трещиноустойчнвость ствола сваи будут обеспечены.
Коэффициентом т] учитывают увеличение начального эксцент-
риситета eot^MilNi, а следовательно, и увеличение момента в се-
чении Mi за счет дополнительного прогиба от силы Ni. В расче-
тах прочности на этот коэффициент умножают egi или непосред-
ственно Mt.
214
Коэффициент т] определяют по формуле
(7.15)
Значение условной критической силы Ncr для элементов из обыч-
ного железобетона равно
<7Л6)
Рис. 7.40. Графики для проверки прочности и трещииостойко-
сти полых круглых свай d»0,4 м из предварительно напря-
женного (а) и обычного (б) железобетона, применяемых в
обычных условиях:
1 — для проверки прочности; 2 — из условия недопущения образо-
вания трещин; а — для проверки прочности при армировании
»=2%; 4 —I то же, при ц»=2,5%; 5 — то же, при ц—3%
где £б — модуль упругости бетона; /р— расчетная длина несуще-
го элемента на продольный изгиб; 1ь и I, — моменты инерции
соответственно бетонного сечения и сечения всей арматуры отно-
сительно оси, проходящей через центр тяжести бетонного сечения;
Ф/— коэффициент, учитывающий влияние длительного действия
215
нагрузки; 6 — коэффициент, принимаемый равным e0/h (h — тол-
щина ствола несущего элемента), но не менее значения 6min=
= 0,5—0,01/Р/Л—0,01(Rb— расчетное сопротивление бетона
сжатию, МПа); nl=Es!E6 (Es — модуль упругости арматуры).
Коэффициент <р/ вычисляют по формуле
где Mi и М — моменты внешних сил от постоянной и полной на-
грузок относительно оси, проходящей через центр тяжести край-
него ряда арматуры (или крайнего стержня), расположенного у
растянутой (менее сжатой) грани.
При определении расчетной длины на продольный изгиб /Р
каждую сваю или столб приближенно рассматривают, как сво-
бодный от грунта стержень, жестко защемленный внизу на рас-
стоянии Ц от подошвы ростверка или ригеля
/1==/0+2/ад, (7.17)
где /о — длина части несущего элемента, расположенной выше
расчетной поверхности грунта (свободная длина); ад—коэффи-
циент деформации, определяемый по формуле (7.44).
При наличии в составе фундамента наклонных свай, препят-
ствующих горизонтальному смещению ростверка в любом направ-
лении, расчетная длина на продольный изгиб /р=0,5 Ц (в том чис-
ле и для вертикальных свай в составе такого фундамента). При
одних только вертикальных несущих элементах и расположении
их в расчетном направлении в два и более ряда /р=/ь При одно-
рядном расположении вертикальных несущих элементов, расчете
в плоскости, перпендикулярной плоскости ряда и отсутствии за-
крепления опоры от смещения в этом направлении /р=2/ь
На рис. 7.41 показаны графики для проверки прочности и тре-
щиностойкости типовых свай сечением 35X35 см из ненапряжен-
ного железобетона, предназначенных для использования в высо-
ких ростверках опор мостов в обычных условиях. При их состав-
лении приняты повышенные требования к трещиностойкости свай
в высоких ростверках. Графики предусматривают шесть типов
армирования свай (см. табл. 7.2). Пунктирные линии используют
для проверки свай по допустимому раскрытию трещин 0,01 см.
На рис. 7.40 и 7.41 построены предельные кривые, которые
выражают зависимость наибольшего момента, воспринимаемого
данным сечением сваи, от продольного усилия, действующего в
том же сечении. Анализируя эти графики можно установить, что
в составе фундамента в невыгодных условиях по прочности и
трещиноустойчивости материала ствола может оказаться не толь-
ко свая, нагруженная максимальным продольным усилием, но и
свая с малой продольной силой, даже при одинаковых моментах
в сваях.
216
Аналитически прочность железобетонных свай и столбов по
материалу ствола оценивают, исходя из двух видов расчетных
условий. Можно сопоставлять действующее в сечении продольное
усилие Nt с максимальным Рс, воспринимаемым сечением при
данном eoi(Af,) (расчетным сопротивлением сечения по силе),
Nt<Pc (7.18
или сравнивать действующий в сечении момент Mi с наибольшим
Рнс. 7.41. Графики для проверки прочности (—) и трещи-
ностойкости (------) трещиностойкнх мостовых свай се-
чением 35x35 см из ненапряженного железобетона, при-
меняемых в обычных условиях
Мс, воспринимаемым сечением при данном значении Ni (расчет-
ным сопротивлением сечения по моменту):,
riMi < Мс. (7.19)
Ниже приведены формулы для определения несущей способ-
ности виецентренно сжатых стволов из обычного железобетона по
условию прочности. Для таких элементов расчет по прочности в
большинстве случаев имеет решающее значение по сравнению с
расчетом по раскрытию трещин при допустимой ширине трещин
до 0,02 см.
Железобетонные сваи прямоугольного и квадратного сечения
с симметричным армированием. Несущую способность такой сваи
на сжатие по прочности материала ствола при известном значе-
нии т]ёо и отсутствии арматуры, расположенной по высоте сече-
ния у боковых граней (рис. 7.42, а), определяют по формуле
Рс Rbb.x, (7.20)
217
а высоту сжатой зоны бетона — по формуле
X=Ао - е + / (Ло - е)2+2RSA'S (Ло - aMbbf. (7.21)
Если окажется, что то высоту сжатой зоны вновь опре-
деляют по выражению
1 / Г Z~"i 2еа р / 2ein ~ С
х=1/ e-h0-}--——— -j-2a(—-4-Л0— ас1 —
F L «о(1 —by) J \1 — /
-г+Л0—,п2еа- , (7.22)
Рис. 7.42. Схемы поперечных сечений свай и столбов к рас-
чету их несущей способности по прочности материала ствола
где
a=/?3W)i 1+(Я5/500)(1 -<«/1,1) 5
<о=0,85— 0,008/?ft.
В этом случае Ре находят по формуле
рс =WX (Ао — 0,5х)+RsA's<JtQ—ас)]/е. (7.23)
В формулах (7.20)...(7.23) приняты следующие, не поясненные
выше, обозначения: A's — площадь арматуры, расположенной по
одну сторону от геометрической оси сваи; Ь — размер сваи в на-
правлении, перпендикулярном расчетному; ho — рабочая высота
сечения, равная h—ас; Ос — расстояние от центра арматуры до
грани сван. При вычислении 1У и и значения R* и Яь подставля-
ют в МПа.
Расстояние е находят по формуле
«=М+°»5<Ао—Лс)> (7.24)
где'т) — коэффициент, определяемый по выражению (7.15).
Железобетонные оболочки кольцевого сечения. Расчетное соп-
ротивление оболочки кольцевого сечения по прочности материала
218
ствола сжатию с арматурой, равномерно распределенной по дли-
не окружности радиусом rs (рис. 7.42, б), при числе продольных
стержней не менее шести определяют по выражению
Рс = l(R»Arm +RsAj's) (sin л$с1г)/л + RsAs<fszs]/(nea), (7.25)
при этом значение относительной площади сжатой зоны бетона
gcir находят из уравнения
(1 + arjrm) (sin л?с1г)/л - [ 1 +(14- 8) а] ₽$с1г +
+ а(1-85с1г)(0,2 + 1,3$с1г)г4/гя, + а₽=0, (7.26)
где a—RsAJ(RbA); p—r}eo/rm; гт — полусумма наружного и внут-
реннего радиусов оболочки; А — площадь сечения.
Коэффициент q?s определяют по формуле
<Р, = 1-8ес1г, (7.27)
где 6= 1,5+6 10~4.
Расстояние от равнодействующей в арматуре растянутой зоны
до центра сечения находят по формуле
z,=(0,2+ 1,35С|Г)г$, (7.28)
ио не более г». Если определенное из уравнения (7.26) §ctr>0,61,
то в этом уравнении выражение в скобках (0,2+ l,3gcir) следует
принять равным единице и вновь из него уточнить gcir. Если полу-
ченное из уравнения (7.26) gCir<0,15, то значение £cir вновь опре-
деляют из уравнения
(1 + ars/rm) (sin л|С|,)/л — (1 + a) $clr +
+ (I - 0,158) ap+0,395(1 - 0,158) ar Jr m 0, (7.29)
при этом в выражение (7.25) подставляют cps=l—0,156 и zs=
— 0,395 rs.
Железобетонные элементы круглого сечения. Расчетное сопро-
тивление ствола сваи или столба круглого сечения (рис. 7.42, в)
сжатию определяют по формуле
Ре =—Г4ЯИГ 5tn3"^' ( 81ПИбр- - + ?) G1. (7.30)
i)«o 3 я \ я ) .
при этом значение gcir находят из уравнения
0,67 (sin8 л$с|^/л 4-a {гJr) [(sin л$с,г)/л +1,6 (1 — 1,55*clr) r J+
+₽[(sin 2n$clr)/(2n)-eclr(14-2,55a) + a[=0, (7.31)
где a,~RtAJ(RbA); ^v\ejr.
Если не выполняется условие Bcir^0,645, то значение £cir вновь
устанавливают из уравнения
0,67(sin’nBclf)/fl-|-a(r,/r)(sin л5с1 )/л+
4-р [(sin 2л$с1г)/(2л)-(14-а)$с1г[=.О, (7.32)
219
а несущую способность также определяют по формуле (7.30),
принимая ф=»0.
Для определения необходимого количества арматуры, а также
наибольшего момента Мс, воспринимаемого сечением (условие
Рис. 7.43. Графики несущей способности
внецентреино сжатых элементов круглого
сечения при ae/d=0,05 (—) и a/d«»0,l
7.19), можно пользовать-
ся графиками, изобра-
женными на рис. 7.43.
Необходимую пло-
щадь продольной армату-
ры определяют по фор-
муле
As sb aRbA/Rs, (7.33)
где а устанавливают по
графику в зависимости от
значений:
t/(RbA);
i^e0/(.RbAr).
Несущая способность
сечения по моменту
♦
Afc=₽*^>Ar, (7.34)
где рл находят по графи-
кам в зависимости от а и
Графики построены
для двух значений ae/d,
где ас — расстояние от
центра арматуры до кон-
тура сечения (по радиу-
су).
Расчет по устойчиво-
сти. Центрально- и вне-
центренно сжатые желе-
зобетонные сваи и столбы с эксцентриситетом < г' (г' — ядровое
расстояние) должны удовлетворять условию
N i-V^RbA/j-^-RSAS). (7.35)
Зависимость (7.35) применима при использовании в сваях
арматуры классов A-I, А-П, А-Ш, для которой расчетные сопро-
тивления Rs растяжению и сжатию одинаковы.
Коэффициент продольного изгиба определяют по формуле
+ (7.36)
где Nt — продольное усилие от постоянных нагрузок; Nm — то же,
от временных нагрузок; JV—суммарное продольное усилие.
220
Коэффициент продольного изгиба <fm, учитывающий воздейст-
вие временной нагрузки и ее относительный эксцентриситет во//,
а также коэффициент ср/, учитывающий воздействие постоянных
нагрузок, принимают по данным норм.
7.5. Расчет сваи или столба на поперечные нагрузки
с учетом деформативности материала ствола
и окружающего грунта
При расчете свай или столбов, погруженных в грунт, на попе-
речные нагрузки обычно считают, что их материал деформируется
упруго. Для оценки деформативности окружающего грунта могут
быть использованы различные предпосылки (модели) грунта.
Если рассматривать грунт, как линейно деформируемое полу-
пространство с характеристиками —Е (модуль деформации) и р.
(коэффициент поперечного расширения), то по расчету, основан-
ному на этой предпосылке, получается значительная концентра-
ция давлений на грунт у боковой поверхности несущего элемента
вблизи поверхности полупространства. Такие давления не могут
быть восприняты грунтом. Более близкие к реальным результа-
там дает решение, рассматривающее работу грунта в верхней
части полупространства в пластической стадии. Но эти решения
даже для отдельных свай и столбов отличаются сложностью.
Применение же их для расчета фундамента, состоящего из груп-
пы свай и ростверка, затруднительно.
При расчете свай и столбов на действие поперечных нагрузок
широко используется предпосылка, по которой грунт считается
линейно деформируемой средой, свойства которой характеризу-
ются коэффициентом постели Сг (основание Фусса—Винклера),
линейно возрастающим по глубине
Cz=Kz. (7.37)
Расчеты, основанные на этой предпосылке, будут давать ре-
зультаты, близкие к действительным, при правильном выборе
коэффициента пропорциональности грунта К- Значения К уста-
навливают натурными испытаниями свай на горизонтальную на-
грузку. Как показали такие испытания, зависимость горизонталь-
ных перемещений и сваи от нагрузки Го в действительности не
является линейной. Но в определенном интервале изменения пе-
ремещений эта зависимость может быть приближенно принята
линейной (способ секущей). В табл. 7.12 приведены значения К,
полученные испытаниями свай и столбов на горизонтальные на-
грузки для условий их работы в фундаментах и опорах транспорт-
ных сооружений в интервале изменения перемещений на уровне
поверхности грунта и=0 ии=1 см.
Использование предпосылки (7.37) дает возможность получить
не только достаточно простые конечные решения для расчета
221
отдельных свай и столбов на поперечные нагрузки, но и приме-
нить эти решения в расчетах свайных и столбчатых фундаментов.
Следует также отметить, что форма эпюры изгибающих момен-
тов в сечениях сваи и их максимальные значения, полученные
расчетом по этой предпосылке, получаются близкими к резуль-
татам расчета с использованием первой предпосылки, но с учетом
пластической стадии работы грунта в верхней части линейно де-
формируемого полупространства.
Таблица 7.12
Грунты н их характеристики
Пески крупные (0,55^е^0,71); глины и суглин-
ки твердые (Л.<0)
Пески мелкие (0,6^е^0,75); пески средней круп-
ности (0,55^ 0,71); супеси твердые (Л.<0); гли-
ны и суглинки тугопластичиые и полутвердые (0^
^/ь<0,5)
Пески пылеватые (0,6 0,8); супеси пластич-
ные (0^/ь^1); глины и суглинки мягкопластич-
ные (0,5^/ь^0,75)
Глины и суглинки текучепластичиые (0,75
<1)
Пески гравелистые, крупнообломочиые грунты с
песчаным заполнителем
Значения К, кН/м4
6000... 10 000
4000... 6000
2330... 4000
1330 ...2330
17 000... 33000
Примечаиия: 1. Меньшие значения К соответствуют более высоким
значениям показателя текучести II глинистых и коэффициента пористости е
песчаных грунтов. 2. Коэффициент К для плотных песков принимают иа 30%
выше наибольших значений, приведенных в таблице.
Имеется также решение, основанное на использовании гипо-
тезы Фусса—Винклера и двухстадийной работы грунта. В первой
стадии грунт работает как упругая среда, характеризующаяся
коэффициентом постели С^, линейно возрастающим по глубине,
с коэффициентом пропорциональности К? значительно превыша-
ющим (в 3 раза) К в зависимости (7.37) и табл. 7.12. Во второй
стадии учитывается образование в верхней части пластической
зоны. Этот способ имеет ограниченное использование в расчетах
свай в составе фундаментов.
В транспортном строительстве при расчете свай и столбов на
поперечные нагрузки, а также прн расчете свайных и столбчатых
фундаментов применяет метод, основанный на использовании за-
висимости (7.37) и одностадийной работы грунта, как линейно
деформируемой среды с постоянным коэффициентом пропорцио-
нальности К во всем диапазоне изменения перемещений сваи.
Этот метод и излагается в настоящем параграфе.
Если свая в верхней части проходит несколько слоев грунта,
то приближенно можно исходить из приведенного значения К.
222
Исследованиями установлено, что наибольшее влияние на усилия
в несущем элементе и его перемещения оказывают деформатив-
ные свойства грунтов, залегающих в верхней части грунтовой
толщи в прёделах некоторой глубины hm от поверхности. Приве-
денное значение К получают в предположении, что влияние раз-
личных значений Ki на работу сваи уменьшается в пределах hm
по линейному закону. Исходя из этого для
трехслойного основания, например, получена
формула для определения К-
К=(Й1 -f- 2й2+2А3) К th 2 (fi-2 -f-
+ 2Л3) + К3Аз2]/йт> (7.38)
где hi, hi и Л3 —мощность первого, второго и
третьего слоев грунта (сверху вниз) в преде-
лах hm\ Ki, Ki и Кз — соответственно коэффи-
циенты пропорциональности слоев грунта.
Величину hm, в пределах которой учитыва-
ют разнородность грунтов при вычислении К,
определяют по формуле
Рис. 7.44. Схема для
расчета сваи или
столба иа горизон-
тальную силу и мо-
мент
=3,5rf 4~ 1,5, (7.39)
где d — толщина сваи, м.
Для двухслойного основания в выражении
(7.38) принимают й3=0.
Дифференциальное уравнение изогнутой осн сваи (рис. 7.44)
будет иметь вид
d*a
dz*
(7.40)
=Чг-
Интенсивность бокового давления грунта с использованием
(7.37) можно выразить, исходя из гипотезы Фусса—Винклера, как
z—"* u^Kzdp,
где dp — расчетный размер несущего элемента в поперечном нап-
равлении.
Для свай </<0,8 м расчетный размер определяют по формуле
rfp=£s(l,5d-f-0,5). (7.41)
Коэффициент формы ka для круглого сечення принимают рав-
ным 0,9, а для прямоугольного— 1,0.
Для несущих элементов при <00,8 м
=£,£*(</4-1).
(7.42)
223
Здесь kB учитывает взаимное влияние несущих элементов, рас-
положенных в одном ряду, параллельном плоскости действия на-
грузки. Определение этого коэффициента рассматривается в § 7.7.
Для одиночного несущего элемента &в=1.
Формулы (7.41) и (7.42) и входящие в них коэффициенты по-
лучены на основе опытных исследований. Выражения в скобках
в правых частях этих формул учитывают отличие условий про-
странственной работы сваи или столба в грунтовой среде от усло-
вий плоской задачи.
Подставив qz в уравнение (7.40), получим
d^a
dz*
uz=0.
(7.43)
Заменим переменную х=адг,
где
ад=рЛ Kd9l{E6l).
(7.44)
Тогда получим дифференциальное уравнение
dlfi
-\-uz=£.
Решение этого уравнения, используя метод начальных пара-
метров, получил И. В. Урбан с помощью ряда Тейлора в следу-
ющем виде:
« = «(/! 4—^5- +
Ctj
(7.45)
где ио, w0, Afo и Fo — перемещение, угол поворота, момент и гори-
зонтальная сила на уровне поверхности грунта (см. рис. 7.44).
Функции влияния А\, Bi, Ci и Di определяются следующими
сходящимися рядами:
£5
15!
*5 . J10
------Lg------
5! 1 10!
*8
*20
20!
-2-7-12-^-4-...
11! 16! '
„ _ , _ - ——3-8-13 — + ...
2! 7! 1 12! 17!
Dx=— -4 — 4-4-9——4-9-14—4-...
3! 8! 1 13! 18! 1
Воспользовавшись известными дифференциальными зависимо-
стями при изгибе, из формулы (7.45) получим выражения для
определения угла поворота изгибающего момента Мг и попе-
224
речной силы Q2 в любом сечении сваи на глубине z от поверх-
ности:
^!=Я0Л2+^.Ва+_Э-С1+-3£!-О!; (7.46)
СЬд СЬд «д^б^
—=я0Д3+-^-В3-|—сз4- Л'9/ D3; (7А7)
a&Ev аи “д^б* 1 аЛЕ61
—— = и0А^^-В4-|—ft-- С4Н---------Л2— Di- <7-48>
<Еб/ ° 4Т ад а^</ а®£б/
Функции влияния Аг, А3 и Д4 получают путем последователь-
ного дифференцирования выражения для Др Аналогично получа-
ют Вг, Вз, th из Bi и т. д. Значения функций влияния приведены
в приложении 9.
В выражениях (7.45)...(7.48) начальные параметры Го и Мо
обычно бывают известными. Значения uq и <оо определяют, исходя
из условий на нижнем конце несущего элемента.
Для дальнейшего расчета удобно знать перемещения несуще-
го элемента буу, 6mf и бМм на уровне поверхности грунта от го-
ризонтальной силы Го—1 и момента Af0— 1 (рис. 7.45).
В зависимости от способа закрепления нижнего конца несу-
щего элемента в грунте различают три основных расчетных
случая.
Случай 1 (рис. 7.45, а). Он соответствует свободному ниж-
нему концу сваи или столба в нескальном грунте. Реактивными
моментом и горизонтальной силой, действующими по нижнему
торцу сваи или столба, пренебрегают. Поэтому граничные усло-
вия на конце элемента будут Mh—0, Qh=0.
Для определения перемещений t>pp u 6mf от Го= 1 при Afo = O
подставим в выражения (7.47) и (7.48) Mh=0, Qh^O, Мо—0. Учи-
тывая, что 6ff=Uo и 6mf=—®о, получим систему уравнений
Дз^лл — (^s/at)^MFs=s—r>3/(aA£6/);
А^рр—i.Bi[(i))bMp=—Di/(allE6f).
Решив эту систему, найдем
8/7/?=(B3Di — BiD3)/(SlallE6l)—App/(axE6[);
ijgp—(.A3D4—А4О3у/(31аЛЕб[')=АМр1(,аЛЕ6['), (7.49)
где Si=A3B4—Д4В3.
Аналогично можно определить перемещение бмм от А10=1 при
Го=О:
=( А3С4—AiC3)'(SiatE6l)=AMM/(alE6I').
Случай 2 (рис. 7.45, б). Он соответствует шарнирному опи-
8-1513 226
ранию сваи или столба на скалу без заделки в нее, при котором
нижний конец несущего элемента может свободно поворачивать-
ся, но не может смещаться относительно поверхности скалы.
В этом случае выражения для перемещений от единичных усилий
Рис. 7.45. Схемы к определению перемещений от единичных
сил и моментов
можно найти, подставив в зависимости (7.45) и (7.47) граничные
условия на глубине h, иь=0 и Л<й=0:
^ff—(BtD3—ВзО^ЦЗ^цЕз!) г=АррК^Ез1)',
8^=(Л1О3—•Лз^1)/(<^2а«^б^)=^л«л/(ал^'б^)» (7.50)
^мм—(Л ,С8—А£,)/($с О=Амм/(алЕбО»
где S2=AiB3—A3Bt.
Случай 3 (рис. 7.45, в). В этом случае конец несущего эле-
мента жестко защемлен путем забуривания в невыветрелую ска-
226
лу на глубину, определяемую расчетом (см. § 7.3). На уровне за-
щемления столба в скале граничные условия будут: «^ = 0 и
coh = O. С учетом этих условий из зависимостей (7.45) и (7.46)
можно получить выражения для определения перемещений:
bpp=(,BzD\ — B\D2),{S i^sE 61)=А рР1(алЕ
^m.f—(A2Di — A\D^l{S^itE^l)=A^pHi<iAE^iy, (7.51)
^мм==^А-рх — AyC^I^S^fEf)!)—Амм/(.алЕб/),
где 53=Л2В1—Л1В2-
Безразмерные коэффициенты в формулах (7.49)...(7.51) Арр,
Amf> Амм, представляющие собой частные от разностей произве-
дений функций влияния, даны в приложении 10 для разных слу-
чаев закрепления нижнего конца несущего элемента в зависимо-
сти от приведенной глубины погружения
h=aih, (7.52)
где h — фактическая глубина погружения несущего элемента в
нескальный грунт в случае 1.
Для несущих элементов, опертых на скалу (случай 2), h —
расстояние от поверхности грунта до кровли скалы. В случае 3
при забуривании столбов в магматические невыветрелые поро-
ды h принимают таким же, как и в случае 2, т. е. уровень за-
делки считают расположенным на уровне кровли скалы, а при
погружении столбов в другие породы — на d ниже. Если Й>4, то
принимают коэффициенты AFF, Amf, Амм, соответствующие Я=4.
Учет Л>4 практически не сказывается на значениях указанных
коэффициентов.
При использовании приложений 9 и 10 интерполировать зна-
чения функций влияния по z и значения коэффициентов AFF, Amf
и Амм по Я во избежание ошибок в расчетах не рекомендуется.
Если фактические z и Л имеют промежуточные значения между
табличными, то следует принимать табличные значения функций
и коэффициентов, соответствующие ближайшим табличным зна-
чениям z и Л.
Используя полученные формулы (7.49) ... (7.51), можно рассчи-
тать любую сваю или столб на поперечные нагрузки при различ-
ных условиях на подошве несущего элемента. Для этого опреде-
ляют начальные перемещения
“о = (ЛДмхЧ"Мо^лси)- (7.53)
При наличии у несущего элемента свободной длины началь-
ные параметры F$ и Mq вычисляют через известные значения
горизонтальной силы Fh и момента Мъ, приложенных к голове
несущего элемента на расстоянии /о от поверхности грунта:
F0=Fa=QB; M0=QB/0-MB, (7.54)
8*
227
MP— положителен, если он вращает против движения часовой
стрелки при действии силы Fh(QB) слева направо.
Изгибающие моменты Мг и поперечные силы Qz на любой
глубине 2=ад2 от поверхности грунта определяют по формулам,
полученным из выражений (7.47) и (7.48):
Мг—алЕ61 (адаоЛ+^^+^о^з+^оОз/ад; (7.55)
Qz=(%JE6f (адйо^+о^Э + ^^^+ЛА- (7.56)
Реактивное давление грунта на боковую поверхность несущего
элемента определим с использованием выражения (7.45):
о,).
Од \ “д ОдСб/ алЕ^ 7
(7.57)
Значения функций влияния в выражениях (7.55)...(7.57) берут
по приложению 10 для приведенных глубин г.
Если значение 2=адЛ^4, то способ заделки нижнего конца
несущего элемента практически не влияет на распределение из*
гибающих моментов, поперечных сил и давлений грунта по высо-
те сваи. В этом случае на глубине 2^4 эти силовые факторы
можно считать равными нулю.
Для оценки прочности и трещиноустойчивости стволов несу-
щих элементов и их устойчивости в грунте необходимо знать Мг,
Qz vi Pz ъ различных сечениях по глубине ниже поверхности грун-
та или подошвы ростверка. По вычисленным значениям силовых
факторов строят их эпюры. Трудоемкость определения Mz, Qz и
рг можно существенно уменьшить применением ЭВМ.
В приложении И приведена программа для определения Мг,
Qz и pz> записанная на ФОРТРАНе ЕС ЭВМ. Программа состав-
лена по выражениям (7.53)...(7.57). Значения функций влияния,
входящие в эти выражения, Ai, Bi, Ci и Di в качестве общих ис-
ходных данных в виде матрицы чисел вводятся в машину из при-
ложения 9. При этом интервал изменения переменной z принят
равным 0,2 до значения 2=3, а далее — 0,5 до значения z=4.
Элементы такой матрицы в программе обозначены переменной с
двумя индексами Х(/, 7). Использование нужных чисел влияния
при вычислении Afz(MZ), Qz(OZ) и pz(PZ) достигнуто изменени-
ем значений соответствующих индексов у переменной в про-
грамме.
Исходными данными для расчета являются: бл-л бмм,
Мв, QB, lo, ад, Eel и К. Их определение рассмотрено выше. Обо-
значения исходных величин в программе приведены в бланке
приложения 11. При /о=0 и действии нагрузок на голову несуще-
го элемента в соответствии с рис. 7.44 QB=Fo; Л1В=—Со-
программой обеспечивается получение силовых факторов по
глубине максимально в 18 сечениях (рис. 7.46). Число сечеиий
228
определяют по формуле
У=й/0,2-(-1.
Она справедлива, если При Ji=3,5 N—17, а при Л—4
18. Если Л>4, то последнее сечение все равно принимается
для Я=4.
На листе результатов расчета печатаются исходные данные и
значения силовых факторов в сечениях MZ(I), OZ(I) и PZ(I)
в последовательности сверху
вниз, где I — номер сечения
(от 1=1 до I—N).
Для значений давлений
грунта PZ (17) и PZ (18), на-
печатанных на листе результа-
Рис. 7.47. Примеры эпюр а«, Мл Ог р* в
висячей свае от единичных силы и момен-
та. действующих в уровне поверхности
грунта
Рис. 7.46. Эпюры Mt, Qt, Pt по дли-
не несущего элемента при свободном
его конце и
тов, вводятся поправки, обусловленные увеличением интервалов
между этими сечениями по сравнению с предыдущими: PZ'(17) =
= 1,0938 PZ (17); PZ'( 18) = 1,1764 PZ (18).
На рис. 7.47 в качестве примера приведены эпюры иг, Мг, Qz
и рг при Fo“ 1 кН и Af0=l кН-м для сваи из бетона класса ВЗО,
сечением 35X35 см и длиной 7 м, забитой в нескальный грунт
с коэффициентом пропорциональности /(=2500 кН/м4.
Зная значения for, и дмм, можно определить перемеще-
ния несущего элемента от единичных силы и момента, приложен-
ных на уровне его верхнего конца (см. рис. 7.45, г):
81=/о/(3£бО+8л1Л(^о+2®Л(^о'1_^№ (7.58)
^23=‘^о/(^б^У'^~^мм> (7.59)
8з=/о/(2^6/)4-8Л^/о-{-8^. (7.60)
229
По перемещениям Si, 62 и 63 определим перемещения головы
несущего элемента при действии на нее произвольных силы Fu
и момента М:
(7.61)
<0=8gFA4*82^•
Полученные зависимости
также можно рассматри-
вать как систему уравне-
ний с неизвестными Fh и
М. Решим эту систему:
Fд=(и82— U)83)/(8182— 8в);
М=(ш81-и83)/(8182- 8!).
Из этих выражений
определим реактивные
усилия в голове несущего
элемента рг—р4 при за-
данных значениях ее пе-
Рис. 7.48. Схемы к определению реактивных
усилий в голове несущего элемента:
а — при единичном смещении без поворота; б —
при единичном повороте без смещения
ремещений. Такие усилия называют еще характеристиками попе-
речной жесткости несущего элемента. Их используют в расчетах
свайных и столбчатых фундаментов методом перемещений.
При и=1 и ю=0 (рис. 7.48, а) реактивная поперечная сила
в голове несущего элемента будет
Qu—Pл=р2=82/(8182— 83),
(7.62)
а реактивный момент
тИв=—ЛГ=р3==83/(8182—8з). (7.63)
Аналогично найдем реактивный момент при и=0 и (рис.
7.48, б)
=р4—81/(8182—83). (7.64)
Реактивная поперечная сила в этом случае (7О=—Fh—рз, т. е.
равна моменту при u—1 и <о=0.
7.6. Расчет фундаментов с наклонными сваями
или столбами
Расчетом определяют продольные, поперечные усилия и мо-
менты в сваях или столбах, а также перемещения ростверка.
Ниже изложен метод расчета фундаментов с наклонными сваями
или столбами, основанный на принятых в настоящее время не-
скольких предпосылках.
230
Ростверк считается абсолютно жестким телом, а головы несу-
щих элементов — жестко в него заделанными. Расчет ведется с
использованием плоских схем, представляющих собой проекции
всех свай или столбов фундамента на вертикальные плоскости
симметрии. Несущие элементы являются упругими стойками, де-
формации которых малы по сравнению с их размерами. Каждая
стойка на нижнем конце имеет закрепление, расположенное на
1 2 3 4 5 6 7
(>) (2} (2) (2) (2) (2) (О
Рис. 7.49. Плоские расчетные схемы:
а — вдоль оси моста; б — поперек оси моста; в — план свай иа уровне подошвы плиты
ростверка
расстоянии In от подошвы ростверка, препятствующее продольным
смещениям конца стойки. При работе на поперечные нагрузки
грунт вокруг несущих элементов считается линейно деформируе-
мым телом, свойства которого характеризуются коэффициентом
постели, линейно возрастающим по глубине [см. § 7.5 и зависи-
мость (7.37)].
Ростверки свайных и столбчатых фундаментов опор мостов
обычно имеют жесткость, значительно превышающую жесткость
свай и столбов. Если же над ростверком расположена массивная
нижняя часть мостовой опоры, то совместная жесткость роствер-
ка и опоры будет очень велика. В этих условиях предположение о
бесконечной жесткости ростверка по сравнению с жесткостью
свай ие вносит существенных погрешностей в расчет.
В тех случаях, когда жесткость ростверка соизмерима с жест-
костью столбов, расчет фундамента ведут с учетом деформатив-
ности ростверка (см. § 7.8).
Жесткую заделку голов свай в ростверк обеспечивают соот-
ветствующими конструктивными мероприятиями, рассмотренными
в § 7.10.
Метод расчета свайиых фундаментов как плоских систем с
жесткой плитой был разработан Н. М. Герсевановым и в дальней-
шем совершенствовался.
Для фундаментов с двумя и более плоскостями симметрии,
например для фундаментов промежуточных опор мостов, плоские
расчетные схемы получаются симметричными (рис. 7.49). Для
231
фундаментов с одной плоскостью симметрии (фундаменты усто-
ев, подпорных стен и т. д.) плоская расчетная схема получается
несимметричной.
Излагаемым здесь способом можно рассчитывать фундаменты
с двумя плоскостями симметрии и в случае одновременного дей-
ствия нагрузок в обеих плоскостях симметрии. При этом расчет
ведут вначале самостоятельно для каждой плоской схемы, а за-
тем определяют результирующие продольные усилия в сваях пу-
тем алгебраического сложения составляющих, полученных при
расчете каждой плоской схемы, и находят результирующие попе-
речные силы, а также изгибающие моменты геометрическим сум-
мированием составляющих.
Способ расчета с помощью плоских схем обеспечивает доста-
точно высокую точность результатов. Между тем трудоемкость
расчетов по этому методу значительно меньшая, чем по методу,
учитывающему пространственные условия работы фундаментов.
Расчет свайного фундамента как пространственной конструкции
в самом общем случае действия нагрузок изложен в литературе,
указанной к настоящей главе.
Положения об упругой работе материала несущих элементов
и о малости их деформаций при нагрузках, значения которых
ограничивают расчетами стволов по предельным состояниям,
являются принятыми в расчетах рамных конструкций методами
строительной механики.
Под длиной сжатия In подразумевают такую длину заменяю-
щей сваю или столб центрально-сжатой постоянным по длине
усилием стойки, деформации укорочения которой равна осадке
головы сваи, вызванной деформациями ее ствола и грунта, рас-
положенного вокруг сваи и под ее подошвой.
Для свай-стоек и столбов, опертых или забуренных в скаль-
ный грунт, длину сжатия In принимают равной длине сваи, т. е.
расстоянию от подошвы ростверка до кровли прочного и несжи-
маемого грунта In—Iq+H.
Для висячих свай без уширенной подошвы с диаметром ствола
d^0,8 м длину сжатия вычисляют по формуле, полученной пу-
тем статистической обработки результатов многочисленных испы-
таний свай пробными статическими нагрузками. Было установле-
но, что независимо от размеров свай, способов их устройства и
грунтовых условий в 50% случаев осадка сваи при нагрузке, рав-
ной N=0,5Fd, где F<t— несущая способность сваи по грунту (см.
§ 7.3), не превышала s=3,5-10“8 м. Учитывая, что испытания
свай выполнялись с поверхности грунта осадку стойки
по закону Гука выразим как
s=(lN-lQ)N'!(E6A).
Подставив значения N=0,5 Fa и з=3,5-10-3 м, получим
=/0 + 7- 10“8£eA/Frf. (7.65)
232
Для висячих несущих элементов с диаметром ствола d>0,8 м
и свай с уширенной подошвой при определении In исходят из мо-
дели грунта, свойства которого под подошвой несущих элементов
характеризуют коэффициентом постели Сп, и предположения, что
вся нагрузка грунту передается подошвой элемента. Тогда по-
лучим
s =ЛГ (Zo+А)/(£бА)+N/(Ca Аа) =NIn/(E6A),
где Ла — площадь подошвы элемента.
Отсюда
Z№Z0+A4-£6A/(CnAn). (7.66)
Коэффициент Сп определяют по формуле
Cn = 5KnA/dn, (7.67)
где Кп — коэффициент пропорциональности грунта под подошвой
элемента по табл. 7.12; dn — диаметр основания элемента (диа-
метр уширения).
Расчет фундаментов с одной плоскостью симметрии. Ввиду от-
сутствия поперечной симметрии в расположении свай или стол-
бов начало координат для этого случая помещают в любую точку
линии пересечения плоскости подошвы ростверка и вертикальной
плоскости симметрии. Все нагрузки после этого приводят к нача-
лу координат. В расчетном отношении фундамент представляет
собой раму с жестким ригелем.
Расчет такой рамы проще всего выполнить методом перемеще-
ний. За неизвестные примем вертикальное s, горизонтальное ц*
перемещения начала координат (точки О) и угол поворота рост-
верка asy. Введем три дополнительные связи в виде вертикально-
го и горизонтального опорных стержней и заделки. Тогда полу-
чим основную систему, изображенную на рис. 7.50, а.
Рассмотрим случай, когда длина сжатия In у всех несущих эле-
ментов одинакова. Расчеты показали, что если разница в длине
свай или столбов не превышает 6%, то ее можно не учитывать и
пользоваться формулами, полученными для фундаментов с несу-
щими элементами одинаковой длины.
При выводе расчетных формул примем правило знаков. Поло-
жительное направление оси х принимается по направлению гори-
зонтальной силы Fx. Положительный конец оси г считается на-
правленным вниз по направлению действия вертикальной нагруз-
ки Ро. При этом Му положителен, если он вращает ростверк от
положительного конца оси х к положительному концу оси г. Ост-
рый угол наклона свай к вертикали считается положительным при
направлении отсчета от положительного конца оси z к положи-
тельному концу оси х (см. рис. 7.50, а).
Перемещения плиты s и и, положительны, если их направле-
ния совпадают с положительными направлениями координатных
233
осей. Угол поворота положителен, если его направление совпа-
дает с положительным направлением Му. Знак продольных усилий
в сваях положителен, если в них возникает сжатие. Изгибающий
момент в голове сваи Мв положителен тогда, когда зона растя-
Рис. 7.50. Схемы к расчету фундамента с наклонными
сваями
жеиия от него в свае расположена по отношению к ее оси с той
же стороны, что и положительный конец оси х по отношению к
вертикальной оси г.
Для направления координатных осей и сил, показанных на рис.
7.50, а, положительные направления сил и моментов, передаю-
щихся несущими элементами ростверку, даны иа рис. 7.50, б.
Реакции во введенных связях определим, рассмотрев деформи-
рованное состояние свай (стоек), а также возникающие в них
усилия и моменты от единичных перемещений ростверка.
234
При вертикальном перемещении ростверка з=1 любой несу-
щий элемент (обозначим его номером I) получит укорочение, рав-
ное cos а;, а его верхний конец, заделанный в ростверк, переме-
стится в направлении, перпендикулярном первоначальной оси эле-
мента иа sin а/ (рис. 7.50, в).
В нем в соответствии с принятым выше правилом знаков воз-
никнут: продольное усилие ^s=picosa;, где
Pi =Jz6A[lN, (7.68)
момент на уровне заделки в ростверк Мяи——рз sina, и поперечная
сила на том же уровне Qeis=—pssina/.
Коэффициент pi, представляющий собой реактивную продоль-
ную сжимающую силу в несущем элементе от его единичного уко-
рочения, называют характеристикой Продольной жесткости. Ха-
рактеристики поперечной жесткости рг и р3 вычисляют по форму-
лам (7.62) (7.63).
Для определения реакций во введенных условных связях сде-
лаем разрез по всем несущим элементам, а также по вертикаль-
ному и горизонтальному опорным стержням связей (пунктирная
линия на рис. 7.50, а), и рассмотрим условия равновесия рост-
верка.
Реакцию в вертикальной связи (стержне) Гц, по направлению
первого неизвестного з, найдем, приравняв сумму проекций на
вертикальную ось z всех действующих на ростверк сил нулю:
п __ Л __________
Гп /Vwcosa/+2 ^sin a<=°’
откуда
п _____________________ п _
гп=2 Nis cos a/ - 2 Q,s sin “*•
1 i“1
Таким образом реакция гп при единичном вертикальном переме-
щении ростверка равна сумме проекций усилий во всех п несу-
щих элементах на ось г, взятых с обратным знаком. Раскрыв ве-
личины Ян и Qis в последнем выражении, получим
rn=Pi2 с°з2^+^2 sin2az.
i /«1
Для упрощения вычислений введем величину po=pi—рг. Тогда
окончательно определим
п
Гп=ро2 cos’^-f-npj.
(7.69)
235
Аналогично реактивное усилие в горизонтальной связи (стерж-
не) Г21 по направлению второго неизвестного получим как сумму
проекций усилий в несущих элементах на горизонтальную ось,
взятых с обратным знаком:
п п _
г21=Г12 = У A^sina,-^ QZ1 cos az =
/-!. /-i
cosazsinaz—р2
cos a, sin a,. (7.70)
Реактивный момент в заделке Г31 определим из уравнения мо-
ментов относительно 0:
п п п
г31 =Г13=2 ЛГ/Л cos a, - 2 Q/Л sin a, - 2 =
/-1 i-i i-i
n n n
— Pl 2 xi C°S2a/ + p2 2 Xl sin’^ + ps 2 sin a' =
/-1 Z-l /-1
л n n
= po У */C0s2az4-p2 УХ/+рз У sina,. (7.71)
fit fit
Аналогично найдем реакции в связях и от других единичных
перемещений ростверка.
Прн горизонтальном перемещении их—1 укорочение несущего
элемента н смещение его верхнего конца соответственно будут
sina; и cos а/ (см. рис. 7.50, г).
Продольное усилие, момент н поперечная сила в несущем эле-
менте в этом случае равны: _
N[tt =Pi sin az; Л!/Ва ==р3 cos az; QB„=р2 cos az.
Реактивное усилие в горизонтальной связи гц:
sin2az4-np2.
п
(7.72)
Момент в заделке гзз-
п п п __
Г32 =Г23 = №iu%i COS <Х; —* Miu Qin*!
fit fit /-1
sin az =
xt sin a, cos —p3
xsin az cos az =
n n
=Po У Х/sin c^cosa,—рз У cosaz.
z-i fit
(7,73)
236
При повороте ростверка на угол Оу=1 стойка укоротится на
xt cos ал, а конец ее сместится на x;sina/ (рнс. 7.50, 5).
В ней возникнут следующие составляющие усилий и моментов:
^z<»=Pixz cos az; Л1/Вш =—(p3xz sin at+р4);
Qzl = —(р2ху sin az4-p3).
Реактивный момент в заделке гзз:
г33 = 2 cos ai “ 2 М'В“ ~ 2 sin а‘=
п п п
=pi 2 с°81ч+2рз2 ^sin а<+?4л+р2 2
Z-1 ЬМ Z-1
X/ sin2 а{=
п п п
=Ро 2 x?c°s*a/+2p3 2Xi sin a*+P2 2 х'+лр«- <7-74>
l-l l-l 2-1
В полученных выражениях n — общее число свай в фундаменте.
Система канонических уравнений будет иметь такой внд:
riis+''n«x+',Ba»s=-po; 1
r2is4-r22Bx+ra3<oz,=Fx; .
'•з1*+''з2«*+''ззи>1,=М{,. '
(7.75)
Решением этой системы определяют s, их и <в„:
а=е jP0—^Fx+чМд\
их—г^х—г2Рй—^Ми\ (7.76)
=е3Р0 — э5Рх+%Мд,
Расчетные коэффициенты si—86, полученные в результате реше-
ния в общем виде системы уравнений (7.75) с помощью определи-
телей, будут равны:
£1 = (Г22ГзЗ — Г2з}1^1' &2 = (ГПГ33— ^Ю^2з)/Аь еЗ = (Г12Г23— Г22Г1з)/&1>
е4 = (Г11Г33 — ГХз)/Д1» ®5=(Г 11Г21—Г 12Г1з)/Д1» ®в==(Г ПГ22—
(7.77)
Д1 = ги (Г22Г33 — Г2з) — Г12 (г 12г33 — Г13Г2з)4“Г 13 (Г12Г23 — Г22Г«)•
Продольное усилие в любой свае (столбе)
N{ —Ntss -|- NiyUjc+Nta^y =Pi (s cos az ux sin az -|- ^>yXt cos az).
(7.78)
237
Момент в свае на уровне заделки в ростверк
==Рз (“х cos at — s sin at — ^yxc sin a/) —
— p4V (7.79)
Поперечная сила в свае
Q° = + Q?uUx+Qf^y = p2(«xcosai-ssina/-a>i,^sinai)-p3«)i,. (7.80)
Правильность расчета устанавливают по условиям равновесия
ростверка:
п л
2 cos a; - 2 sin a<= po •
/«1 /»•!
2^7/ s*n a/4"2 Cos ai~^x' (7.81)
/*1
n n Л
2 N[Xl cos a( - 2 4? - S Q?X‘sin =
/*•1 /"1
Расчет свайных фундаментов с двумя плоскостями симметрии.
При симметричном расположении свай или столбов на плоских
схемах расчет значительно упрощается. Начало координат следу-
ет поместить в точке пересечения плоскости подошвы ростверка
и вертикальных плоскостей симметрии фундамента (см. рис. 7.49).
Вследствие симметрии реакции П2=Г1з=0 и система уравнений
(7.75) распадается на две независимые группы
Гц5=7>0. (7.82)
^22®х 4“ ^23®^ == FX* ^32^x4* ^33шу==-^у (7.83)
Решением этой системы находят перемещения ростверка:
з=г7Р0; их==^х—(“ir= —8Л4-г10Л4г/. (7.84)
Расчетные коэффициенты, полученные путем решения уравне-
ний (7.82) и (7.83), будут
е7 = 1/гп; г8=Г33/Д2; е9=г23/Д2;
е ю—Г22/Д2; Дг—гг^зз ^2з‘ (7.85)
Усилия и моменты в сваях находят по формулам (7.78)...(7.80).
Учет сопротивления грунта, окружающего низкий ростверк.
Его можно выполнить также в предположении, что свойства грун-
та характеризуются коэффициентом постели, линейно возрастаю-
щим по глубине.
Особенность расчета фундамента в этом случае заключается в
том, что к реакциям от единичных перемещений, вычисленным по
238
выражениям (7.69).„(7.74), следует прибавить дополнительные со-
ставляющие за счет сопротивления грунта перемещениям рост-
верка:
^’п==АпСп; ^'12==®’ Г?3==' ^п^п^сп»
— Cph^a^/6;
гзз~ CphpaJ 12 -f- CaI„,
где Ап и In — площадь и момент инерции подошвы ростверка;
Хсп — координата центра тяжести площади подошвы; Лр— расстоя-
ние от поверхности грунта до подошвы ростверка; ап — размер
ростверка в направлении, перпендикулярном расчетному; Сп —
коэффициент постели грунта под подошвой ростверка; Ср— коэф-
фициент постели на глубине ЛР грунта, окружающего боковую по-
верхность ростверка. Значения Са и Ср определяют по выражению
(7.37) и табл. 7.12.
При учете сопротивления грунта только по боковой поверхно-
сти ростверка в выражениях для дополнительных реакций следу-
ет принять Сп=0. В остальном фундамент рассчитывают также
путем решения уравнений (7.75) или (7.83).
При проверке правильности вычислений и учете только сопро-
тивления грунта по боковой поверхности ростверка в левой части
второго условия равновесия (7.81) следует прибавить сумму чле-
нов:
СрЛралЛ-ЬСрЛ^/б, (7.86)
а к левой части третьего условия —
СрА^/б+СрА^/12. (7.87)
Сопротивление грунта по боковой поверхности ростверка учи-
тывают при условии тщательного заполнения утрамбованным грун-
том пазух. Учет же сопротивления грунта под подошвой роствер-
ка возможен, если ростверк опирается иа не нарушенный произ-
водством работ слой достаточно прочного грунта.
Расчет свайных и столбчатых фундаментов на ЭВМ. Посколь-
ку расчет фундамента с наклонными несущими элементами явля-
ется трудоемким, его целесообразно выполнять на ЭВМ. В при-
ложении 12 приведена программа расчета, записанная на ФОРТ-
РАНе ЕС ЭВМ, которая позволяет рассчитывать фундаменты с
высокими и низкими ростверками, как с симметричными, так и с
несимметричными плоскими схемами, с наклонными и только
вертикальными сваями или столбами, с учетом и без учета со-
противления грунта по боковой граии низкого ростверка. Универ-
сальность программы обеспечена тем, что она составлена по полу-
ченным выше самым общим зависимостям для расчета несиммет-
239
ричных схем с наклонными несущими элементами, из которых
как частные случаи получаются выражения для расчета фунда-
ментов с симметричными схемами и выражения для расчета фун-
даментов только с вертикальными несущими элементами (aj=O).
Программа обеспечивает расчет фундамента практически с лю-
бым числом рядов несущих элементов. Она может быть исполь-
зована не только для расчета фундаментов опор мостов, но и для
расчета фундаментов с жесткими ростверками зданий и промыш-
ленных сооружений в случаях жесткого соединения свай с рост-
верками.
Порядок расчета, принятый в программе, ссылки на использо-
ванные в ней расчетные зависимости, исходные величины и ве-
личины, получаемые в результате расчета, приведены в блок-схе-
ме расчета на рис. 7.51. Последовательностью, указанной на схе-
ме, рекомендуется пользоваться и при расчете с применением ми-
крокалькуляторов.
Наименования исходных величин, их обычные обозначения и
принятые в программе указаны в таблице приложения 12.
В качестве исходных величин, зависящих от размеров, дефор-
мативности материала несущего элемента и деформативных
свойств грунта приняты: жесткость сечения ствола элемента при
изгибе Еъ1, коэффициент деформации ад (7.44) характеристика
продольной жесткости pi (7.68); свободная длина Zo. На матери-
ал, форму и размеры сечения несущих элементов никаких огра-
ничений не накладывается. Исходные величины APf, Amf и Амм
принимают по приложению 10 в зависимости от Н (7.52) и усло-
вий на конце элемента (см. § 7.5). При учете сопротивления
грунта по боковой грани низкого ростверка коэффициент пропор-
циональности КР определяют по табл. 7.12. При расчете фунда-
мента с высоким ростверком и когда не учитывается боковое со-
противление грунта перемещениям низкого ростверка КР, ап и Лр
принимают равными нулю.
Начало координат, к которому приводят все действующие на
фундамент усилия Ро, М и Fh, можно выбрать в любой точке ли-
нии подошвы ростверка. При симметричной схеме начало коор-
динат рекомендуется помещать в точке пересечения линии подош-
вы ростверка с вертикальной осью симметрии.
При определении знаков, действующих на ростверк усилий, вы-
боре направления координатных осей на плоской схеме, опреде-
лении знаков углов наклона свай (столбов) к вертикали и коор-
динат центров несущих элементов, а также анализе знаков, полу-
чаемых расчетом усилий в несущих элементах, и знаков переме-
щений, следует руководствоваться рассмотренным выше правилом
знаков (см. также схемы на рис. 7.50). Ряды несущих элементов
на расчетной схеме последовательно нумеруют в уровне их ниж-
них концов, начиная с положительной стороны оси х(у) (см. рис.
7.49 и 7.50).
240
Начало
Ввод Eil,nlll,tt>,PilP0,M,Fh,AFF,
А ММ' li'p'an,hp'mxty),al'Xl'
ЕЗ ........ * и - »1 —
Вычисление 6FF, 6wf, 6WAf
По формулам (7.49)... (7.51)
Да
Вычисление 61,62,63
г-5 11
I Вычисление Рз.Рз.Рд
К <0
Нет
8------------«----------
Вычисление ^г^з^зз
По формулам
(7.58)... (7.60)
£по формулам (7.62)... (7.64)
^По формулам (7.69)... (7.74)
С учетом составляющих
,л ,п _/?
9------------------1-------------
Вычисление ,е2,63,е4,е5,е6
£ По формулам (7.77)
г-10 1 111 ..
I Вычисление и, а?, $
Г11 ' ' ' — * ...
Вычисление N{, Mf ,Q&
£по формулам (7.78)... (7.80)
Г12-----------------1-----------------
Вычисление сумм проекции внутренних
усилий в несущих элементах
Суммы в формулах (7.81)
13
Нет
Да
г14------------1------------
Учет сил сопротивления
грунта смещениям ростверка
Г15“-------- D> Cf
I Вычисление г0,м ,
г-16-
Печать £5/, ад ,l0, plt Ро, Mt Fh, AMF.
По формулам (7.86)(7.87)
По формулам (7.81)
Рис, 7.51. Блок-схема расчета фундамента с наклонными и вертикальными
сваями или столбами
ttq ХаРактеРистиками схемы фундамента, используемыми в рас-
„егу>п1ЛЯЮТСя: углы наклона к вертикали несущих элементов
“<lY(О]» координаты центров сечений несущих элементов в уров-
не подошвы ростверка х,[Х(1)] и число элементов в ряду
4UU)J. Эти данные с соответствующими знаками по каждому
Р Ду ПОТ^ледовательно вносят в таблицу исходных данных прило-
’ начиная с 15'и строки. Число строк указанных харак-
теристик равняется числу, рядов на схеме тх(у}[К].
nrpv РезУльтатов расчета вначале печатаются значения
йпппо и ?Лг^иДа оНЫх’ п0 К0Т°РЫм контролируют Правильность их
ИАЛд„вгп а „ИНу‘ Затем последовательно печатаются перемещения
rnS паДЛ! 0Т едиНяЧных усилий tor, Ъмр и дмм И переме-
SSSLJ №v^a ® и s- 3наченИЯ брр, бмр и бмм используют в
пГпп исходных Даиных для последующего определения Мг, Qg,
Pz по программе, приведенной в приложении 11.
В несУщихэлементах^[Н(1)],изгибающие
nnp-D„n„„ и поперечные силы Q/B[O (I)] на уровне подошвы
?ппя„₽ка печатаются иа листе результатов построчно, после-
довательно, начиная с первого ряда (1=1) и кончая последним
V—-К )•
тем пРипппи^ы°„Й пРедУСМ0ТРен контроль вычислений в машине пу-
atpL в“полиеиия условий равновесия. Этот контроль осуществля-
еуммиЕпЕпыЕ^Л ясходиых нагрузок со значениями, полученными
печатаю^^внутренних усилий в несущих элементах, которые
в последней строке результатов счета. При правиль-
ом счете одноименные усилия практически совпадают.
7.7. Расчет фундаментов с вертикальными сваями
или столбами
зависимей0 а3 пРедпосылок» принятых в § 7.6, то расчетные
меитямп^мпжил „„*Ундаментов с вертикальными несущими эле-
полуЕениыv па а^ЗаТЬ частными случаями общих зависимостей,
блягппяпа вДЛЯ фундаментов с наклонными элементами. Однако
иЛ™^а£Я веРтикальному положению свай или столбов расчет
велений^пЛл?ЛеТСЯ’ ЧТ° ДЛЯ таких Фундаментов могут быть вы-
гп пппелояатг °Я ельи]ле конечные формулы для непосредствеиио-
верка₽еДеЛеИИЯ уСИЛИИ в несущих элементах и перемещений рост-
oaHHaKoEL»^nE«aMeHJ°B с “фикэльными несущими элементами
__лл и и еечений. Для фундамента, имеющего хотя бы
“T* симмеТРяи> расчетные схемы будут иметь вид,
изображенный на рис. 7.52. 1 °"А»
нллХаЕСп?^ЕЕМ виачале слУчай, когда нагрузки на ростверк дей-
шений оЕпЕпапи!.” симметРИи xoz. Реакции от единичных переме-
ияв в hh?S=o”’ ИСП0ЛЬЗуя об1ДИе выражения (7.69)...(7.74), при-
242
г 12— 0;
(7,38)
п
Гзз=—лр3;
Рис. 7.52. Схемы к расчету фундамента с вертикальными несущи-
ми элементами одинаковых размеров:
а —> расчетная схема и основная система по методу перемещений в плос-
кости хог; б —расчетная схема в плоскости yoz; в —план несущих элементов
Выражение для rt3 представим в виде
я я
п
Правая часть последнего выражения представляет собой сум-
му статических моментов площадей свай относительно начала ко-
ординат. Если начало координат поместить в центре тяжести пла-
на свай или столбов (рис. 7.52, в), то Г1з=0. В этом случае 5 оп-
ределяется независимо от и* и ыу и расчет значительно упроща-
ется.
Координату центра тяжести плана несущих элементов хс (рис.
7.52, в) относительно произвольной оси, параллельной оси у, оп-
ределим по формуле
(7.89)
243
где х/ — расстояние центра сечения любого несущего элемента от
произвольной оси.
Суммирование по формуле (7.89) распространяется на все п
элементов.
Система канонических уравнений распадается на две незави-
симые группы [выражения (7.82) и (7.83)], как и при расчете
фундаментов с наклонными сваями при наличии двух плоскостей
симметрии.
Подставив в уравнения (7.82) и (7.83) выражения (7.88) для
реакций и решив эти уравнения в общем виде, после преобразо-
ваний получим следующие формулы для перемещений ростверка:
s=PaKnp1); их=Рх/(пр2)^-МоуС/^^°у);
причем
M°=My-{-CFx-
1^1
С=рз/рг;
l/CpiSj)*
(7.90)
(7.91)
(7.92)
(7.93)
(7.94)
Подставив найденные выражения для $, их и (йу в выражения
(7.78) ...(7.80) и приняв в последних а<=0, получим окончатель-
ные расчетные формулы для определения усилий в несущих эле-
ментах.
Продольное усилие в любом несущем элементе
(7.95)
Изгибающий момент в голове элемента на уровне подошвы
ростверка
M*=FxC!n - M°ydJ/°y. (7.96)
Поперечная сила в голове элемента
Q®=P2Wjc Рз®р=^/л. (7.97)
Для проверки вычислений перемещений и усилий используют
условия равновесия:
я
/“1
ЖР2«ж-Рз“1/) = /:'л-
(7.98)
244
Формулы (7.90) ...(7.97) одинаково пригодны для расчета фун-
даментов с двумя плоскостями симметрии и с одной плоскостью
симметрии при действии нагрузок в плоскости симметрии или
плоскости, ей перпендикулярной, проходящей через ось у (рис.
7.52).
Расчет при действии нагрузок в плоскости yoz аналогичен рас-
смотренному расчету в плоскости xoz. Если необходимо учесть од-
новременно действие нагрузок в плоскостях xoz и yoz, моментов
относительно осей х и у, усилия в сваях суммируют алгебраиче-
ски, определяя их по формуле
(7.99)
Моменты в сваях складывают геометрически
Мв = у (Мву4-(Л|В)2.
(7.100)
При этом моменты Мув и Мхв определяют раздельно для каж-
дой расчетной схемы по формуле (7.96) и аналогичной ей при
расчете в плоскости yoz.
При однорядном размещении несущих элементов продольное
усилие, поперечную силу и момент в верхнем сечеиии сваи или
столба на уровне подошвы ростверка (низа ригеля) от нагрузок,
действующих перпендикулярно плоскости ряда, определяют по
формулам:
N^Po/n; Q*=Fxin-, Мв=-Му/п. (7.101)
Горизонтальное перемещение центра подошвы и угол поворота
ростверка (регеля) будут:
e^=(F^i+^53)/n; ^=(Fx83+^82)/«- (7.102)
Расчет на нагрузки, действующие в плоскости ряда (поперек
оси моста), при жестком ростверке (ригеле) выполняют обычным
путем, как и многорядного фундамента.
При определении расчетного диаметра столбчатых фундамен-
тов по выражению (7.42) необходимо учитывать коэффициент
взаимного влияния столбов кв, значения которого на основе опыт-
ных данных можно определить по формуле
jfcB=Bx4-0,5Z(l-Bx)/(rf4-l), (7.103)
где L — расстояние между соседними столбами в свету.
Значения ВХ(Уу в зависимости от числа тХ(У) столбов в ряду
принимают следующие:
/Их(») •
°*(») •
Расчет свайных и столбчатых фундаментов в
случае равномерного размещения вертикальных
245
несущих элементов можно значительно упростить. Рассмот-
рим случай, когда нагрузки действуют в плоскости симметрии
хог, а расстояния между рядами свай в этом направлении оди-
наковы и равны ti (рис. 7.53). Число свай в рядах, параллельных
оси у, примем также одинаковым. Обозначим q—ti/2, а число
рядов, параллельных оси у, — через тх. Тогда для одного ряда,
параллельного оси х, будем иметь
ОТ„ ОТ„—1 от 1
л & Я
Рис. 7.53. Схема равномер-
ного размещения свай и
столбов в плане
При нечетном tnxj=O, 2, 4,..., (тх—1),
при четном тх j=l, 3, 5. (тх— 1). И в
том и другом случае
ОТХ—1
/-и
Число свай в ряду, параллельном оси
у, равно п!тх, тогда
л тх
V =— V х’ =-2- 2^2 х
Д 1 тх Д 1 тх
Подставив в это выражение q—
z=bj[2(mx—1)], получим
п
(7.104)
Г-1
Y«x=(^+1)/[12(^x- !)]•
(7.105)
С использованием (7.104) 1У° в соответствии с (7.92) будет
(7.106)
а усилие в любом несущем элементе (7.95) определится по фор-
муле
ЛГ,=[Р0++dm)]/n, (7.107)
где b — расстояние между осями крайних несущих элементов в
расчетном направлении.
Расчет фундамента с вертикальными несущими элементами
разных длин и сечений. Его можно выполнить также методом пе-
246
Рис. 7.54. Схема к расчету фунда-
мента с опертыми несущими элемен-
тами разных длин и сечений (а) и
план несущих элементов (б)
ремещений. Ниже приведены полученные в результате такого рас-
чета обобщенные конечные зависимости для определения переме-
щений ростверка и усилий в несущих, опертых на скалу, элемен-
тах.
Для расчета фундамента начало координат следует поместить
на уровне подошвы ростверка в приведенном центре тяжести пла-
на свай или столбов, а ось х расположить в плоскости его симмет-
рии (рис. 7.54). Все нагрузки вы-
числяют относительно координат-
ных осей.
Координату х'с приведенного
центра тяжести плана несущих
элементов относительно произ-
вольной оси определяют по фор-
муле
i-i I i-i
(7.108)
где Xi—координата центра i-ro
элемента относительно произ-
вольной оси, перпендикулярной
оси х; Ei, Ai в li — модуль упру-
гости материала, площадь попе-
речного сечения и длина (расстояние от подошвы ростверка до
кровли несжимаемого слоя) того же элемента; п—общее Числов
свай или столбов в фундаменте.
Выражение (7.108) является обобщением формулы (7.89). Рас-
положение начала координат в приведенном центре тяжести пла-
на свай или столбов обеспечивает равенство иулю реакции Из (г»),
что значительно упрощает дальнейший расчет.
Продольное усилие в любом несущем элементе определяют по
формуле
Nisa{,EiAill^ Ро / {EiAJlii-^’Xfby
(7.109)
а моменты M*ui и поперечные силы в головах свай — по фор-
мулам
(7.110)
—03/®у (7.111)
Горизонтальное перемещение их центра подошвы ростверка
(точки О иа рис. 7.54) и угол его поворота вычисляют по фор-
мулам
247
л
Z — 1
л л
J-l Z-1
л
S ?2Z
Z “ 1
(7.112)
Л
2 рз*
Z—1
л
+ Му У P2Z
Z =®1
л л
S (x2lEtAi/li) + '^j fit
I-I Z-1
л
2 P2Z
i —1
(7.113)
В формулах (7.ПО)...(7.113) характеристики р2<...р4; для каж-
дой сваи или столба определяют по выражениям (7.62)...(7.64).
При несущих элементах одинакового поперечного сечения, но
разной длины, когда соблюдается условие адй^4, что обеспечи-
вает равенство характеристик р2... р4 у всех элементов, расчетные
зависимости упрощаются и имеют такой вид:
I п
JV/=(1A) Ро
Л4в=5лС/Л-Л42/(£6Л82/“');
^=^°/(Е6А/°уУ,
ux=Fx/(n?2)+М°С/(Еб А/°у);
^’^(х^ + пКЕМ.
(7.114)
(7.115)
(7.116)
(7.117)
(7.118)
В этом случае б2, QBxi, С и Му° определяют соответственно по
формулам (7.59), (7.97), (7.93) и (7.91). Моменты MByi и попе-
речные силы QBX/ во всех несущих элементах будут одинаковыми.
Приведенные зависимости применимы для фундаментов, имею-
щих хотя бы одну вертикальную плоскость симметрии в располо-
жении свай, их длин, размеров поперечных сечений и материала
стволов. Они являются самыми общими для расчета фундаментов
с вертикальными несущими элементами и могут быть использо-
ваны также для расчета фундаментов с висячими сваями или стол-
бами, если в них вместо фактических длин свай U учитывать дли-
ны сжатия lui, вычисляемые по формулам (7.65) и (7.66).
Расчеты, выполненные по выражениям (7.108)...(7.118), пока-
зывают, что при сваях разной длины (например, при неровной
поверхности скалы) и разных сечений усилия в них будут иными,
чем в сваях одинаковых размеров.
248
7.8. Расчет опор-фундаментов с вертикальными
сваями или столбами
Расчет опор с жесткими ригелями. Расчет таких опор на на-
грузки, действующие выше нижней поверхности ригеля, ничем не
отличается от расчета фундаментов с вертикальными несущими
элементами, рассмотренного в § 7.7. При расчете начало коорди-
нат, к которому приводят все действующие усилия, помещают в
центре плана несущих элементов на уровне низа ригеля. Коорди-
натные оси х и у располагают в плоскостях симметрии плана
Рис. 7.55. Схемы к расчету опоры на давление льда:
а — расчетная схема; б — основная система по методу перемеще-
ний; в — момент н поперечная сила, передающиеся неподвижному ри-
гелю от давления льда на крайний несущий элемент
свай или столбов. Если в каждом направлении число рядов свай
или столбов равно или больше двух, то расчет выполняют по
формулам (7.90)...(7.97). При расположении несущих элементов
в один ряд расчет в направлении, перпендикулярном плоскости
ряда, ведут по формулам (7.101) и (7.102).
Расчет опоры на давление льда. Будем считать, что
давление льда Fa воспринимается крайним несущим элементом
(рис. 7.55). При нескольких рядах несущих элементов поперек мос-
та следует учитывать суммарное давление льда на все крайние
сваи или столбы. Деформациями ригеля от ледовой нагрузки пре-
небрегаем.
Расчет выполним методом перемещений для основной системы,
показанной на рис. 7.55, б. Начало координат поместим в цент-
ре тяжести плана несущих элементов на уровне подошвы ригеля.
Перемещения ригеля от ледовой нагрузки, усилия и моменты
в несущих элементах могут быть найдены с использованием полу-
ченных выше зависимостей (7.90)...(7.97). В этих зависимостях в
качестве внешних усилий следует учесть поперечную силу флв и
момент Млв, возникающие в сечении несущего элемента на уровне
94Q
низа ригеля от давления льда, если рассматривать сваю или столб
как неподвижную стойку, жестко защемленную в ригеле и упру-
го в грунте (рис. 7.55, в). С учетом этого получим конечные рас-
четные зависимости.
Горизонтальное перемещение ригеля (точки О)
^=рв/(др2),+ (qbc - Мв) C/(Pl/o). (7.119)
Угол поворота ригеля
^=(QBC-MB)/(P1/°). (7.120)
Продольное усилие в любом t-м несущем элементе
^=(QJC-AfB)^//o. (7.121)
Изгибающий момент в сечений любого несущего элемента, кро-
ме первого (t^2), на уровне его заделки в ригель
M*t=QBC/n - (QBC- AfB) (7.122)
Поперечная сила в том же сечении
QB(~Q*/n. (7.123)
Изгибающий момент в голове первого несущего элемента
MB^Q^/t- AfB-(QJC-MB)rfm//o. (7.124)
Поперечная сила в первом элементе
QBieQB/rt_QB. (7.125)
В этих выражениях
i-i
При вычислении величины 1Х° суммирование распространяет-
ся иа все п несущих элементов в опоре.
В формулах (7.124) и (7.125) при размещении свай или стол-
бов в одни ряд: Мвл1=Л1вл; С8л1=Свл, а при миогорядиом раз-
мещении несущих элементов поперек оси моста: МВЛ1 «М вл/тж;
(?вЛ1==(2вл/^1х, где Мвл и QB* — момент и поперечная сила в верх-
нем сечении крайних несущих элементов от суммарного давления
льда на них; тх—число рядов поперек оси моста.
Для определения неизвестных <?вл и Мвл воспользуемся мето-
дом сил (рис. 7.56).
Канонические уравнения метода сил для дайной стойки:
ад+^?+д2/’=0-
250
Нетрудно установить, что 8'n=8i; 8'22=82; 8'12=8'21=—63, где
перемещения 81, 82 и 6з определяют по формулам (7.58)...(7.60).
Грузовые члены вычисляют по следующим выражениям:
д15= — {^(3£,e/)4-83fZf^4-28iM5AJI-{-8FF4- [^/(2£'б/)-|-
4" ЪммЬц+(A) — hx)}F л;
(7.126)
(7.127)
А2/’=[Ал/(2£б/)-г8Л(Л1йл4-8Л(/»] Fл.
Рнс. 7.56. Схемы к определению <2лв н Л4ЛВ:
а — расчетная схема; б — основная система по методу сил;
б — схема к определению перемещений конца стойки от си-
ди F*
Подставив в канонические уравнения перемещения di... 63 и ре-
шив их, после преобразований окончательно получим
Q® = — Д1 ^р2 ДглРз» (^’ 128)
Al J =s — Д хлРз — &2Г9<'
(7.129)
Расчет опоры на давление льда при наличии
распорок между несущими элементами. Соединение
распорок со сваями или столбами будем считать шарнирным (рис.
7.57, а). Продольные деформации распорок за счет их сжатия
учитывать не будем. Расчет такой конструкции наиболее просто
выполнить смешанным методом.
Как следует из основной системы, изображенной на рис. 7.57,6,
неизвестные усилия в распорках не вызовут реакций в условных
связях, наложенных на ригель. Поэтому перемещения ригеля иу,
ах и продольные силы в несущих элементах не зависят от нали-
чия распорок и могут быть определены по формулам (7.119)...
...(7.121). Постановка распорок будет лишь влиять на распреде-
ление моментов и поперечных сил в несущих элементах.
Неизвестные усилия Xi в распорках найдем решением системы
канонических уравнений метода сил. Для вычисления коэффици-
251
ентов уравнений рассмотрим задачу об определении перемещения
61Л сечения стойки, расположенного на высоте Лр, от единичной
силы, приложенной к стойке на высоте h„. Перемещение би най-
дем в соответствии с рис. 7.57, в как разность между перемещени-
ем сечения свободной консоли на уровне Ар от единичной силы и
перемещением этого сечения от силы Qi и момента Afi:
(7.130)
Рис. 7.57. Схемы к расчету опоры с распорками:
а — расчетная схема; б — основная система по смешанному
методу; в — схемы к определению перемещение стойки
При перемещение б'ц будет определяться по формуле
— (ЗАл—Ар) Ар/(6£б/) 8Лмhjif 4* 8Л^ (Ал 4* Лр) 4~ 8/г/», (7.131)
а при Ал<Лр по формуле
®1Л “ (ЗАр—Ал) hy(6E6I) 4- 8ЛЛ1йлАр 4- &мр (Ал 4“ Ар) 4~ &рр- (7.132)
Перемещение б" д найдем как разность перемещений от силы Qi и
момента 2ИЬ возникающих в заделке стойки от единичной силы:
&1л[(З/о Ар) h^(&E6I) 4" ®лл^оАр 4" (Ар 4" 4) 4"®лл] Qi —
- [Л«/(2£6/) 4- 8ЛЖАр 4- 8ЖГ] Mi. (7.133)
252
Значения Q( и Mt вычисляют по формулам (7.128) и (7.129)
при подстановке в зависимости (7.126) и (7.127) F„=l.
Перемещение ди стойки от единичной силы по направлению
неизвестного X; определяют по выражениям (7.130) ...(7.133), при-
нимая в них и в зависимостях (7.126) и (7.127) hn=hv, Fn=\.
Грузовой член вычисляют как: Aijp=diaf4» где du определяют
по выражению (7.130).
Система канонических уравнений будет иметь такой вид:
28nXi— 8пХг—
— 8цХ’/_14-2811Х’/ — —О»
— 8ц-Ял-1+28цАГ Я_1—0.
Разделив все уравнения на бп, получим:
2Х> -^2 :
—Х/—14“ 2X1 ~~ ^i+i=0;
-х^-ьгх^^о.
В первом уравнении kh=dih/6u. Значение kh может изменяться в
пределах 0^£д^ 1.
Число распорок, а следовательно, и число неизвестных на еди-
ницу меньше числа несущих элементов в опоре п.
Решением системы уравнений в общем виде будет зависи-
мость
X^k^in-DIn, (7.134)
а разность усилий в распорках слева и справа от несущего эле-
мента определится как
X/-X/+1=V7«- (7.135)
Поперечная сила в первом несущем элементе на уровне по-
дошвы ригеля
QB =Q*/n-Q'+Q^in- 1)/п. (7.136)
Изгибающий момент в нем на этом же уровне
=QlCfn -(Q^C- М*) djl\ -Af«4-
^Mik^n-DIn. (7.137)
253
Поперечная сила на уровне подошвы ригеля в любом несущем
элементе, кроме первого (1^:2),
(7.138)
изгибающий момент
~) dmll\ - M^Fjn. (7.139)
В выражениях (7.136)...(7.139) величины QZB и Мя3 определяют
так же, как и в формулах (7.122) и (7.123). Значения Qi и Mt
устанавливают, как и в выражении (7.133). При действии силы
Fx на уровне распорок (£д=1) поперечные силы в несущих эле-
ментах выше этого уровня получаются равными нулю, поскольку
в выражениях (7.136) и (7.138) QiFx = Qx3. В этом случае на
каждый несущий элемент в уровне распорок будет передаваться
одинаковая сила, равная Fjn, т. е. давление льда равномерно
распределится на все элементы.
Расчет опор на давление льда при наличии
жесткой диафрагмы в уровнях ледохода. При жест-
кой диафрагме, деформациями которой можно пренебречь по
сравнению с деформациями свай и столбов, расчет верхней и ниж-
ней частей опоры выполняется независимо друг от друга. Для оп-
ределения усилий и моментов в несущих элементах ниже подошвы
диафрагмы, а также ее перемещений от нагрузок поперечного на-
правления, необходимо нагрузки, действующие как на верхнюю
часть опоры, так и непосредственно на диафрагму, привести к
осям х', у' и z', проходящим через центр тяжести плана свай или
столбов на уровне подошвы диафрагмы. После чего диафрагму
можно рассматривать как ростверк свайного или столбчатого фун-
дамента, перемещения которого и усилия в несущих элементах на
уровне подошвы диафрагмы от суммарных нагрузок TV, Fy и Мх'
можно определить по формулам (7.90)...(7.97).
Верхнюю часть опоры рассчитывают как обычную раму со
стойками, жестко заделанными в диафрагме, на усилия, прило-
женные к ригелю. При этом к относительным значениям переме-
щений сечений рамы, полученным таким расчетом, следует доба-
вить составляющие перемещений за счет смещений и поворота
диафрагмы, как жесткого диска.
Расчет опоры на нагрузки, действующие в направлении вдоль
оси моста, при многорядном размещении свай или столбов ничем
не отличается от рассмотренного выше расчета на нагрузки попе-
речного направления. При расположении несущих элементов в
один ряд расчет в направлении вдоль оси моста можно вести, как
и при отсутствии диафрагмы.
Расчет опор с учетом деформаций ригеля в вертикальной плос-
кости. При расчете опор-фундаментов с гибкими ригелями дефор-
мации их изгиба в горизонтальном направлении не учитывают,
254
так как они малы по сравнению с перемещениями ригеля в этом
направлении за счет деформаций свай или столбов и окружающе-
го их грунта. Кроме того, свободным деформациям изгиба ригеля
в горизонтальной плоскости препятствует пролетное строение мос-
та, опирающееся через неподвижные опорные части на ригель.
Поэтому расчет опоры на моменты и горизонтальные нагрузки,
действующие вдоль оси моста, выполняют в предположении абсо-
Рис. 7.58. Схемы к расчету опоры с учетом деформаций ри-
геля
лютной жесткости ригеля по формулам, рассмотренным в § 7.7.
Деформации изгиба ригеля в вертикальной' плоскости учиты-
вают при расчете опоры иа вертикальные нагрузки и горизонталь-
ные силы, действующие поперек оси моста. Опору на такие на-
грузки рассчитывают одним из методов, принятых в расчетах рам-
ных конструкций.
Рассмотрим расчет часто встречающейся двухстоечиой симмет-
ричной опоры иа действие нагрузок, показанных иа рис. 7.58, а.
Нагрузки приводят к осям ригеля и стоек. Будем считать, что
стойка имеет одинаковое сечение в надземной части и в грунте.
Расчет опоры выполним методом сил с использованием основной
системы, изображенной на рие. 7.58, б.
Ввиду симметрии опоры при принятой основной системе пере-
мещения от единичных усилий 613=631=0, 623=632=0. Система
канонических уравнений в этом случае будет иметь вид:
8ц-^1 + &12-^2 4*&1р =0»
&21^1 + &22^2 4" ^2p=0;
833^3 4-
Коэффициенты при неизвестных (перемещения от единичных
усилий) определятся следующим образом:
255
8ц=282 LHEpI^y, 8j2 — 821=283,
822=28i; 833 = 28^4-82£2/24-£3/(12Fp/p). (7.140)
Перемещения от нагрузок будут:
Л1р= — {(PJa — yb3-\-Fл [^(^б^ + ^Лил + ^И/’] 4*
+ PaZ2/(2£p/p) + 9 [(£2/4-Z2)82+^3/(24£p/p)]};
л2Р= - {^81+(ЛЛ - РЛ) *з+Л [WW) -
4-8/^4~8л1/г(А)4‘^л)4"Мо18.лш]гЬ9' (7-2/4 Z2) 83); (7.141)
Азр=(РаН"Pr)8jvJV"b(Pa^i — PtZt)7,82Z2 — FyLi^2—FXL [Z^/(2F6/)-|-
4* №мм 4- 8jff] /2 4" Pa^a <3Z/2 — IJH$EVIp),
где Ep и 7P— модуль упругости материала и момент инерции се-
чения ригеля; Ее и I — то же, стойки; Saw— продольное переме-
щение головы стойки от единичной силы, Saw=1/pi [pi вычисля-
ют по выражению (7.68)].
В выражениях (7.140) и (7.141) перемещения 6ff, 6м f и 6мм
находят по формулам (7.49)...(7.51), а перемещения бь 62 и 63 —
по формулам (7.58)...(7.60) с учетом расстояния /0, показанного
на рис. 7.58, а.
Подставив выражения для перемещений (7.140) в канониче-
ские уравнения и решив их в общем виде, получим
A'l= — 81Д1р4“ ®2^2p> ^2=2®2^1р—®jZ^2p5 Х^ = ®4^3p> (7.142)
где расчетные коэффициенты определяют по выражениям:
®1=81/Дс; ®2=8з/Дс; гз=[824*7./(2£'р/р)]/Де;
Дс=[282 + £/(£р/р)]81-282;
(7.143)
®4= 1/[28^ 4-W2+А3/(12^р/р)].
После определения неизвестных Xi—Хз можно найти усилия в
любом сечении стоек и ригеля, а также их перемещения.
Усилия в стойке 1 в верхнем сечении /:
N ±~q (/4”^’/2) — Х3; у — Х2;
(7.144)
44? = - q (£2/8 - Z2/2) 4-^4- LXJ2.
То же, в нижнем сечении 77:
№{=q (£2/8 -Z2/2)4-F,Z04-Л/л -Xt - l0X2- LXJ2;
Q? = -^4-^-A'2. (7.145)
256
Усилия в стойке 2 в сечении III:
N^ = PA-\-P^-\-q{l-\-Li2)-\-Xi‘, QB=X2;
(7.146)
Л4В = РЛ1Л - Р.^ + q (L2/S - Z2/2) - X, + ZX3/2.
То же, в сечении IV:
M^-q^-Pft^P^P^X^l^^LX^: Q°=X2.
(7.147)
Горизонтальное смещение сечения III столба 2 в направле-
нии оси у и угол его поворота:
=81Л'2 —83Л4£; ш2вх=83Х2-82Л4в. (7.148)
7.9. Совместная работа группы свай или столбов
в грунте
Экспериментальные и теоретические исследования показыва-
ют, что работа в грунте группы свай (столбов), размещенных на
близких расстояниях и объединенных ростверком, может сущест-
венно отличаться от работы одиночной сваи в тех случаях, когда
сваи не опираются на малосжимаемые прочные скальные или по-
лускальные грунты.
Это отличие состоит в различной величине осадки одиночной
сваи и свайного фундамента при одинаковых осевых нагрузках
на одиночную сваю и каждую сваю в составе фундамента, а так-
же в разной предельной нагрузке на одиночную сваю и сваю в
фундаменте. Сваи и столбы, размещенные в грунтовой среде и
объединенные ростверком, образуют сложную статически неопре-
делимую конструкцию. Поскольку каждый элемент в ней не мо-
жет деформироваться изолированно, предельную нагрузку на фун-
дамент, а также значения перемещений фундамента от действую-
щих на него нагрузок можно найти из условия учета совместной
работы свай (столбов), ростверка и грунта.
Проанализировать совместную работу группы свай на осевую
нагрузку можно путем сравнения напряженного состояния грун-
та от одиночной сваи и от группы свай при равных нагрузках на
сваи.
Рассмотрим напряженное состояние вокруг сваи и в ее основа-
нии в зависимости от действия только касательных составляющих,
равномерно распределенных по ее боковой поверхности. Если не
учитывать небольшие значения нормальных напряжений аг в точ-
ках, достаточно удаленных от сваи, то можно считать, что напря-
жения, передаваемые боковой поверхностью сваи, распределяют-
ся в грунте в пределах некоторого объема, окружающего сваю.
9—1513 257
Напряжения с2 на рис. 7.59 выражены в долях от интенсивности
касательных напряжений, равномерно распределенных по боковой
поверхности сваи х=Р/ (uh)t где и — периметр сечения; h — глу-
бина погружения сваи. Линии равных напряжений и эпюра а2
на рис. 7.59 построены с использованием решения Р. Миндлина о
действии силы внутри упругого полупространства.
Если в составе фундамента сваи будут размещены на таких
расстояниях, что объемы напряжений от каждой сваи не будут
Рис. 7.59. Распределение нормальных на-
пряжений в грунте:
а — вокруг одиночной сван; б — суммирование
напряжений в грунте от группы свай; / — эпю-
ра напряжений а2 от одиночной сван; 2 — сум-
марная эпюра напряжений аж от четырех свай
накладываться друг на дру-
га, то каждая свая в фунда-
менте будет работать анало-
гично одиночной свае.
С уменьшением расстояний
между сваями напряжения
накладываются, в результа-
те чего они возрастают как
на уровне концов свай, так
и ниже их подошв.
Ниже подошв свай при
близких расстояниях между
ними напряжения будут так-
же складываться и от нагру-
зок, передаваемых грунту
основания непосредственно
концами свай. В результате
сложения напряжений осад-
ка свайного фундамента бу-
дет больше осадки одиноч-
ной сваи при равных на-
грузках на каждую сваю. .
При близком расположении свай грунт между ними уплотня-
ется. Головы свай объединяют обычно жестким ростверком и под
действием центральной нагрузки каждая свая оседает на одно
и то же значение. Взаимного смещения свай не происходит, по-
этому в грунте между сваями возникают небольшие напряжения;
Вследствие этого сваи и грунт между ними работают как одно
целое. Происходит также перераспределение между нагрузкой,
передаваемой сваями, через их боковые поверхности и через по-
дошвы.
Внутренние сваи большую часть приходящейся на них нагруз-
ки передают через концы. Касательные составляющие передаются
окружающему грунту от фундамента через боковую поверхность,
огибающую наружные сваи. Поэтом осадка свайного фундамента,
состоящего из значительного количества близко расположенных
свай, определяется главным образом сжимаемостью грунтов, рас-
положенных ниже концов свай. ч
258
При расчете осадок свайный фундамент принимают условно
как массивный с подошвой, расположенной на уровне концов свай
(рис. 7.60, а). Приближенно считают, что под подошвой такого ус-
ловного фундамента нормальные напряжения распределяются рав-
номерно.
Рнс. 7.60. Схемы к расчету осадок (а) и оценке проч-
ности основания (б) фундамента с высоким роствер-
ком и вертикальными несущими элементами
Для расчета осадок контур подошвы условного сплошного фун-
дамента в плоскости нижних концов свай строят исходя из пред-
положения, что давление в грунте от такого фундамента за счет
сил бокового трения распределяется под некоторым углом 6=
=Ф/Ср/4. При этом расчетная площадь подошвы условного фун-
дамента получается больше площади, очерченной контуром, про-
веденным по наружным сторонам крайних свай ростверка (рис.
7.60).
Средний угол внутреннего трения ф'ср слоев грунта, пройден-
ных сваей в пределах глубины Л, вычисляют по формуле (2.11).
Для ростверка с вертикальными и наклонными сваями конту-
ры подошвы условного массивного фундамента определяют также
исходя из распределения давлений под углом б от линии, огибаю-
щей наружные стороны крайних свай на уровне расчетной поверх-
ности грунта при высоком ростверке или подошвы низкого рост-
верка. Если окажется, что концы крайних наклонных свай рост-
верка выходят за очертание площади подошвы, определенной та-
ким построением, то размеры площади нужно увеличить до пол-
ного охвата нижних концов крайних наклонных свай.
9*
259
Для фундаментов с вертикальными несущими элементами ши-
рину и длину подошвы условного фундамента вычисляют по фор-
мулам
f>y=^+rf+2Atg3; ay=a+rf-|-2Atg3, (7.149)
где b и а — расстояния между осями крайних несущих элемен-
тов вдоль и поперек оси моста.
Площадь подошвы условного фундамента
Л =А а (7.150)
* J *
После определения размеров массивного фундамента в плане
вычисляют напряжение под его подошвой, влияющее на осадку.
Полное напряжение по подошве фундамента (рис. 7.60, а) будет
равно
P—(P-]-Op-\-Oc)/Ay-\-ycfh, (7.151)
где Р—нагрузка, действующая на ростверк; Gp—вес ростверка;
<?с — вес всех свай; у«р — средний удельный вес грунта междусвай-
ного пространства.
Последний член в этом выражении учитывает напряжения от
собственного веса грунта между сваями.
Напряжение, влияющее на осадку, получим как разность меж-
ду полным давлением по выражению (7.151) и величиной природ-
ного давления на уровне концов свай. Для фундаментов с высоки-
ми ростверками напряжение будет равно
Рос =Р —Рп + Op +°с)Му + УсрА - УсрЛ =(Р+ Ор + °с)Му-
(7.152)
Аналогично для низких ростверков
^^(P+Gp + Gj/Ay-Y^. (7.153)
где у'ц — удельный вес грунта выше подошвы ростверка; И — глу-
бина заложения ростверка.
Осадку свайных и столбчатых фундаментов транспортных со-
оружений рассчитывают методом послойного суммирования. По-
следовательность расчета осадок такая же, как и для фундамента
на естественном основании.
Расстояние между сваями, при котором возникает их взаимное
влияние, зависит от диаметра и длины сваи, нагрузки, свойств
грунтов и конструкции сваи. Учесть все перечисленные факторы
очень сложно и способы такого учета еще недостаточно разрабо-
таны. В настоящее время при определении минимального расстоя-
ния между осями свай, при котором можно не учитывать их вза-
имное влияние, во внимание принимают лишь влияние одного из
главных факторов — диаметра ствола сваи. На основе опытных и
теоретических данных установлено, что при расстоянии между
260
осями свай на уровне их концов, большем 6d (где d—диаметр
ствола сваи), их взаимное влияние при расчете осадок можно не
учитывать. Осадку свайного фундамента в этих случаях прибли-
женно можно приравнять осадке одиночной сваи.
При проектировании свайных и столбчатых фундаментов
транспортных сооружений прочность их оснований приближенно
оценивают исходя из схемы условного фундамента (рис. 7.60, б),
как и при расчете осадок. Под подошвой условного фундамента
по формуле (7.151) определяют среднее напряжение р от нагру-
зок, учитываемых в расчетах по первой группе предельных состоя-
ний, которое сопоставляют по условию (3.8) с расчетным сопро-
тивлением грунта R, установленным на уровне концов свай для
фундамента с размерами Ьу и ау. При определении как р, так и
R удельный вес грунтов принимают без учета взвешивающего дей-
ствия воды, независимо от их вида и состояния.
В случае действия на фундамент горизонтальной силы и мо-
мента определяют наибольшее краевое напряжение (рис. 7.60, б)
Ртах под ПОДОШВОЙ УСЛОВНОГО фундамента. По Ртах проверяют вы-
полнение условия (3.9). При этом условный фундамент прибли-
женно рассматривают как абсолютно жесткий массивный фунда-
мент глубокого заложения, упруго защемленный в грунте (см.
§ 9.1). Допущение о жесткости условного фундамента приводит
к завышению ртах, что идет в запас прочности.
Напряжение praax для прямоугольного в плане условного фун-
дамента при нагрузках, действующих вдоль оси моста, находят
по формуле
Ртах=Р+6йуС„ (ЗМ'у - Fxh)/(Kh*ay+36Ся/у), (7.154)
где р — среднее напряжение по формуле (7.151); Сп — коэффици-
ент постели грунта под подошвой условного фундамента, опреде-
ляемый через коэффициент пропорциональности Кп при й<10 м
по формуле Сп=10Кп, а при й> 10 м — Cn=Knh; Fx' и Му—го-
ризонтальная сила и момент относительно осей х и у, проходя-
щих через центр подошвы условного фундамента; К — коэффици-
ент пропорциональности грунта, расположенного выше подошвы
условного фундамента (в пределах й). Значения К и Кп прини-
мают по табл. 7.12.
7.10. Порядок проектирования свайных и столбчатых
фундаментов
При проектировании рекомендуется придерживаться следующе-
го общего порядка: 1) оценка грунтов основания, гидрологических
условий, ледового режима водотока и установление возможных
уровней общего и местного размывов дна у опоры; 2) выбор типа
ростверка, отметки его обреза и подошвы, формы в плане и пред-
варительных размеров; 3) определение действующих нагрузок;
261
4) выбор типа, размеров и материала свай или столбов; 5) опре-
деление несущей способности одной сваи или столба; 6) опреде-
ление числа несущих элементов в фундаменте и схемы их разме-
щения; 7) расчет фундамента и проверка условий прочности, ус-
тойчивости и деформативности для него в целом и несущих его
элементов; 8) окончательный расчет и конструирование рост-
верка.
Стадия проектирования 1 изложена в § 3.2 и более подробно
в гл. 11. Стадии 3, 5, а также расчеты различных фундаментов в
стадии 7 подробно рассмотрены выше. Остальные вопросы про-
ектирования изложены далее применительно к фундаментам мос-
товых опор.
Выбор типа ростверка и предварительное определение его раз-
меров. Область применения свайных и столбчатых фундаментов
с высокими и низкими ростверками, а также опор-фундаментов
рассмотрена в § 7.1.
Для фундаментов промежуточных опор мостов отметку плос-
кости обреза ростверка, как и обреза фундамента мелкого зало-
жения, назначают обычно на 0,5... 1 м ниже горизонта меженных
вод. На суше отметку обреза назначают ниже поверхности грунта
на 0,1... 0,5 м.
Отметка подошвы ростверка определяется отметкой обреза и
необходимой по расчетным и конструктивным соображениям его
толщиной, которая зависит от размеров ростверка в плане и диа-
метра несущих элементов. Размеры ростверка в плане определя-
ются условием размещения необходимого числа несущих элемен-
тов.
Подошву высокого ростверка устраивают ниже горизонта низ-
кого ледохода и ниже уровня низкого ледостава, чтобы давление
льда не передавалось непосредственно на сваи. Подошву роствер-
ца, заглубленного в пучинистый грунт, располагают ниже расчет-
ного уровня промерзания грунта, определенного с учетом размыва,
не менее чем на 0,25 м.
На реках, где ледоход отсутствует или небольшой, возможно
применение ростверка с подошвой, расположенной немного выше
уровня низких вод (см. § 7.1 и рис. 7.6). При развитии ростверка
в плане, когда оси крайних свай выходят за контур опоры на
уровне обреза фундамента, толщина ростверка должна обеспечи-
вать необходимую заделку голов несущих элементов.
Головы свай заделывают в бетон ростверка: при толщине ство-
ла d<60 см на 2d; при d^60 см — не меньше чем на 120 см.
Допускается также заделывать головы свай и столбов в ростверк
на значение не менее 10 см при условии, что остальная часть за-
делки обеспечивается выпуском стержней продольной арматуры
длиной, определяемой расчетом. Эта длина должна быть не мень-
ше 30 диаметров стержня при арматуре периодического профиля
и 40 диаметров гладкой арматуры.
262
Указанные значения заделки голов свай обеспечивают их
жесткое защемление в ростверке. Такой способ защемления не-
сущих элементов принят при выводе приведенных выше расчетных
формул. При жестком защемлении уменьшаются моменты в сва-
ях и перемещения ростверка.
В тех случаях, когда нижнюю часть опоры устраивают массив-
ной, а ростверк в плане имеет минимальные размеры, его толщину
можно уменьшить путем вовлечения в работу материала нижней
части тела опоры. В этом случае сваи можно частично заделать
непосредственно в тело опоры (см. рис. 7.2).
Ростверки могут иметь различную форму в плане. Прямоуголь-
ная форма (см. рис. 7.1) более проста в производстве и удобна
в отношении размещения свай, когда ростверки приходится раз-
вивать в плане. Ростверк, изображенный на рис. 7.2, имеет об-
текаемую форму и лучше сопротивляется давлению льда. Такие
ростверки большей частью устраивают в тех случаях, когда по
условию размещения свай не требуется их развития в плане. В по-
добных условиях форма ростверков определяется формой опоры
на уровне обреза. Ростверк круглой формы (см. рис. 7.5) может
оказаться выгодным при равенстве размеров опоры вдоль и попе-
рек оси моста; он может быть также более технологичным и в
производстве работ. Окончательно толщина ростверка проверяет-
ся расчетом. Первоначально ее можно принять при толщине ствола
свай до 0,6 м равной 1,4... 2,0 м, а при больших размерах сечения
несущих элементов 2... 3 м.
Выбор типа и размеров свай и столбов. Основные типы и кон-
струкции свай и столбов, пределы изменения их размеров, а так-
же грунтовые условия, в которых можно применять тот или иной
тип свай, рассмотрены в § 7.2. Помимо геологических условий и
несущей способности грунтов на выбор типа и размеров несущих
элементов оказывают влияние: конструкция пролетных строений
моста, производственные условия, а также технико-экономические
показатели (ТЭП) того или иного типа свай и столбов.
Для мостов внешне статически неопределимых систем пред-
почтительны сваи-стойки, а также несущие элементы, подошвы ко-
торых заглублены в прочные и малосжимаемые нескальные грун-
ты. Применять висячие конструкции в сильно сжимаемых грунтах
при неразрезных пролетных строениях нецелесообразно, так как
возможны большие неравномерные осадки, которые могут выз-
вать перенапряжение элементов пролетных строений. Для фунда-
ментов мостов статически определимых систем можно использо-
вать как сваи-стойки, так и висячие сваи.
Стоимость свайного и столбчатого фундамента и другие тех-
нико-экономические показатели в большой степени определяются
объемом основных конструктивных элементов фундамента: об-
щим объемом несущих элементов в фундаменте V» и объемом
ростверка VP.
263
При технико-экономическом анализе удобно пользоваться не
абсолютными значениями Vc, Vp и других показателей, а относи-
тельными. Такими исходными показателями являются: объем свай
и ростверка, а также расход металла на единицу усилия:
7С = 1/С/Р; Йр = 1/р/Р; Ме=Мс/Р; Мр = Мр/Р,
где Р — действующая нагрузка на уровне обреза фундамента;
Мс — масса металла несущих элементов; Afp — то же, ростверка.
На основе этих данных определяют и остальные технико-эко-
номические показатели на единицу усилия для несущих элемен-
тов, ростверка и фундамента в целом: приведенные затраты, стои-
мость и трудоемкость устройства.
Использование относительных ТЭП позволяет установить об-
щие закономерности их изменения с учетом влияния различных
факторов, независимо от конкретных значений действующих на-
грузок и размеров опоры.
Рассмотрим определение исходного показателя Vc- В случае
действия на обрез фундамента центральной нагрузки
где Vo — объем одной сваи или столба; Gp— вес ростверка; Р/ —
расчетное сопротивление несущего элемента по грунту, уменьшен-
ное на значение его собственного веса.
Окончательно общий относительный объем свай в фундаменте
будет
7с=1/0йр/Л'. (7.155)
где £p=14-Gp/P. _
Зависимость для Vc можно записать в другом виде, если приб-
лиженно учесть вес ростверка, приходящийся на один несущий
элемент:,
^=v0/(p;-vUp), (7.156)
где уф — удельный вес материала ростверка; — минимальное
расстояние между осями несущих элементов в плане; hp — высота
ростверка.
Стоимость всех свай в фундаменте на единицу действующего
усилия также выразим через отношение стоимости одной сваи
Сое к величине ее расчетного сопротивления
Сс= V0Czkp/P't =СосЛр/Рг, (7.157)
где Сс — стоимость 1 м3 свай, включающая стоимость изготовле-
ния, транспортировки на строительную площадку и погружения.
264
Выражение (7.157) можно использовать для оценки эффектив-
ности свай и столбов различных типов и размеров в тех случаях,
когда размеры ростверка и его стоимость изменяются в неболь-
ших пределах. В этих случаях при сравнении свай можно в первом
приближении пренебречь влиянием kp.
Итак, эффективность несущего элемента определяется его
стоимостью, отнесенной к единице несущей способности. Этим по-
казателем можно пользоваться для предварительного сравнения
не только однотипных свай и столбов, но и конструкций, отличаю-
щихся материалами и методами их устройства.
Оптимальные типы и размеры свай и столбов выбирают по сум-
марным технико-экономическим показателям для всего фундамен-
та. Такими показателями являются: общие приведенные затраты
на фундамент, его стоимость, общая трудоемкость устройства
фундамента, объем несущих элементов и ростверка, общий рас-
ход металла. Эти показатели определяют суммированием показа-
телей для свай, столбов и ростверка. При сравнительном анализе
используют общие относительные ТЭП (на единицу действующего
усилия). Для сооружения, у которого разные фундаменты сущест-
венно отличаются типом и конструкцией, оптимальные несущие
элементы выбирают по суммарным ТЭП для всех фундаментов.
Объемы основных конструктивных элементов свайного или
столбчатого фундамента зависят от размеров свай и столбов. Выб-
рать оптимальные размеры несущих элементов весьма сложно.
Проще эта задача решается для свай и столбов, опирающихся на
прочный грунт (сваи-стойки), так как длина свай остается по-
стоянной. Для определения оптимальных размеров висячих свай
и столбов требуется более детальный анализ, поскольку изменять-
ся могут не только размеры поперечного сечения, но и длина не-
сущих элементов.
Выбор размеров свай-стоек. Длина свай-стоек опре-
деляется отметкой подошвы ростверка и отметкой кровли несуще-
го слоя грунта. Рассмотрим влияние размеров поперечного сече-
ния свай на их общий объем в фундаменте в случае центральной
нагрузки. Для этого в зависимость (7.156) подставим выражение
(7.11), выразим объем одной сваи через ее длину h-j-l0 и площадь
поперечного сечения А, примем tM2=9d2=9A. Тогда относитель-
ный объем свай будет
,___________(^о ~4~ А) Л_________
' (У.с/Ул)ЯЛ — уб(/04-А)Л — ЭуеЛрЛ
__________lp + h_________.
(Yc/Yk) л - Уб do + * + 9Ар)
Как следует из этого выражения, объем свай-стоек не зависит
от размеров их поперечного сечения. К аналогичному выводу
можно прийти, если исходить из несущей способности свай по ма-
265
териалу их ствола при одинаковых классе бетона и проценте ар-
мирования сечений.
Проанализируем влияние размеров свай на габариты ростверка.
Это влияние сказывается лишь в тех случаях, когда по условиям
размещения свай ростверк приходится развивать в плане. Если
не учитывать влияния крайних участков ростверка, то при разме-
щении вертикальных свай на минимальных расстояниях fmm=3d
требуемая площадь подошвы ростверка при сваях квадратного сече-
ния Ар—9(Рп=9Ап, а его объем будет
Vp=9Ahpn. (7.158)
Число свай в фундаменте
n=P/{A[VMR-Ye (Л>4~ А + 9ЛР)1}. (7.159)
Подставив (7.159) в (7.158), получим
Ур=9Ap/{(Yc/Yp)^— Ye (/0 -г Л 4- 9Лр) ].
Из этого выражения следует, что объем ростверка не зависит
от размеров сечения свай.
В общем случае действия нагрузок зависимость объема свай
в фундаменте от размеров их поперечного сечеиия более сложная.
Анализ результатов детального проектирования фундаментов со
сваями-стойками показывает, что с увеличением сечеиия свай об-
щий объем их в фундаменте может как уменьшиться, так и несколь-
ко увеличиться.
В тех случаях, когда число вертикальных несущих элементов с
данными размерами в фундаменте определяется условием проч-
ности (трещиностойкости) материала их стволов или условием
обеспечения необходимой горизонтальной жесткости фундамента
(по значению горизонтального смещения верха опоры), бывает вы-
годно переходить на несущие элементы с большими размерами по-
перечного сечения или применять наклонные сваи.
Выбор размеров висячих свай. В фундаментах с ви-
сячими сваями без уширенной подошвы технико-экономические по-
казатели зависят не только от размеров поперечного сечения ство-
ла свай, но и от их длины. Используя формулы (7.156) и (7.9),
можно установить зависимость Fc от размеров свай и характерис-
тик грунтов.
На рнс. 7.61, а в качестве примера приведены графики функ-
ции Гс при центральной нагрузке для свай сечением 40X40 см, по-
груженных в различные песчаные грунты. Аналогичный вид имеют
графики и для других свай призматической или цилиндрической
форм. Из этих графиков видно большое влияние на показатель Fo
прочности грунтов, которая возрастает с увеличением крупности
частиц песка, и свободной длины свай /о. Влияние 10 на характер из-
менения Vc можно установить, если сравнить между собой кривые
3, 4, 5 или 6, 7, 8. В случае центральной нагрузки увеличение дли-
266
ны свай L, а следовательно, и глубины их погружения h приводит
к уменьшению числа свай в фундаменте п до определенного зна-
чения глубины Лм, когда достигается равенство Рг=Рс (условие
равнопрочности сваи по грунту и материалу ствола). При этом Гс
с увеличением L(h) в зависимости от Zo и прочности грунтов может
уменьшаться (большие /о и малопрочные грунты) или возрастать
(малые /0 и прочные грунты, см. рис. 7.61, а). Если Л>ЛМ, то п
уже не будет меняться и Гс резко возрастет с ростом L.
Рнс. 7.61. Влияние длины свай сечением 40X40 при
центральной нагрузке на объем свай Fc (а) н приве-
денные затраты 3 на устройство всего фундамента прн
производстве работ с плавучих средств (б):
для песков пылеватых: / — 4“2 м; 2 — 4“0; мелких: 3 —
4—4; 4 — 4“2 м; 5 — 4-0; средиезерннстых: 6 — 4“4 м;
7 — 4—2 м; 8 — Zo—О; крупных: 9 — м; 10 — 4“2 м;
11 “ 4-0
Увеличение L приводит к уменьшению показателя V?, так как
уменьшается число несущих элементов п. По достижении роствер-
ком минимальных размеров, определяемых размерами сечения опо-
ры на уровне обреза и его минимальной конструктивной высотой,
дальнейшее увеличение L уже не влияет на Гр, который остается
ПОСТОЯННЫМ Vpmln. _
Изменения показателя Мс в зависимости от L для типовых мос-
товых свай сплошного сечения аналогичны изменению 70 на рис.
7.61,а.
На рис. 7.61, б в качестве примера показаны графики измене-
ния относительных приведенных затрат 3 на устройство фунда-
267
мента в целом (с учетом затрат на устройство ростверка) в зави-
симости от длины типовых мостовых свай при вертикальном их
положении и производстве работ с плавучих средств. Изменения
?с и 3 в зависимости от L имеют общий характер. Но возрастание
3 отмечается только при погружении свай в крупные пески. Рез-
кое снижение 3 при L—13 м связано со значительным уменьше-
нием затрат на погружение свай с плавучих средств при L> 12 м
в соответствии с существующими сметными нормами. При производ-
стве работ с суши значения 3 меньше, но общий характер их из-
менения остается таким же.
Относительная стоимость фундамента С меньше приведенных
затрат 3, но, как показали исследования для фундаментов опор
мостов, закономерности ее изменения в зависимости от размеров
несущих элементов мало отличаются от закономерностей измене-
ния 3. Поэтому при технико-экономическом анализе в случае близ-
ких типов несущих элементов можно использовать только один
из этих показателей.
Аналогично 3 и С изменяется и общая относительная трудоем-
кость устройства фундамента Ч.
В случае центральной нагрузки с увеличением размеров попе-
речных сечений несущих элементов при данной их длине ТЭП воз-
растают (рис. 7.62), тем интенсивнее, чем менее прочен грунт. Для
крупных песков это влияние мало выражено.
Значения показателей 3, С и Ч зависят от района строительст-
ва, но закономерности их изменения остаются для разных районов
схожими.
В случае действия на фундамент кроме вертикальной силы мо-
мента и горизонтальной силы зависимости для исходных относи-
тельных показателей Гс и Гр могут быть получены при вертикаль-
ном положении несущих элементов с использованием формулы
(7.164) и величины приведенного эксцентриситета еп, интервалы
изменения которого устанавливают анализом проектных решений
сооружений и норм нагрузок иа них.
Теоретические исследования и данные непосредственно проек-
тирования показывают, что в общем случае действия нагрузок все
ТЭП фундамента возрастают по сравнению со случаем централь-
ной нагрузки, но характер их изменения в зависимости от размеров
несущих элементов и прочности грунтов остается аналогичным ему,
если решающим для определения числа вертикальных несущих эле-
ментов является условие обеспечения их прочности по сопротивле-
нию грунта.
При выборе размеров висячих несущих элементов в фундамен-
тах опор мостов рекомендуется учитывать изложенные ниже общие
выводы, полученные на основе анализа ТЭП.
В прочных грунтах (крупнозернистые пески плотные и сред-
268
ней плотности, глинистые грунты твердой и полутвердой консистен-
ции) при небольшой свободной длине или ее отсутствии увеличе-
ние глубины погружения несущих элементов приводит к возраста-
нию общего объема свай и в большинстве случаев к возрастанию
всех'других технико-экономических показателей фундамента. Сле-
довательно, стремление к соблюдению принципа равиопрочности
несущего элемента по грунту и материалу ствола путем увеличе-
ние. 7.62. Влияние поперечного размера типовых мос-
товых Свай сплошного сечеиия и полых круглых свай
с /о=2 м при центральной нагрузке и производстве
работ с плавучих средств на объем свай Гс (а) н
стоимость фундамента С (б):
для песков пылеватых: 1 н 2 — £—10 м; 3 и 4 — £«16 м;
& — L—22 м; среднезерн истых: б и 7 — £=»10 м; 8 н 9 —
£=16 м; 10 — £«22 м; крупных: 11 н 12 — £—10 м; 13 н
14 — £-16 м
иия его длины в таких условиях будет экономически невыгодно и
усложнит производство работ.
Когда изменение числа несущих элементов в прочных грунтах
существенно влияет на размеры ростверка в плане, оптимальную
глубину погружения нужно устанавливать из условия минимума
приведенных затрат или стоимости фундамента, так как объем
ростверка с увеличением длины свай или столбов уменьшается, а
объем. несущих элементов возрастает. Если изменение числа свай
(столбов) не влияет на размер ростверка (наиболее частый случай
в прочных грунтах) выгодными будут короткие несущие элементы,
длина которых будет определяться значением требуемой мини-
мальной глубины погружения от линии максимального размыва
дна у опоры.
269
В грунтах со средней несущей способностью (среднезернистые
пески, глинистые грунты полутвердой и тугопластичной консистен-
ции) при небольшой свободной длине увеличение глубины погру-
жения несущих элементов выгодно до значения, при котором объем
ростверка станет минимальным, определяемым размерами опоры.
В грунтах малопрочных (мелкие и пылеватые пески средней
плотности, супеси, глинистые грунты тугопластичной и мягкоплас-
тичной консистенции), особенно при значительной свободной дли-
не увеличение глубины погружения приводит к снижению всех
ТЭП. Выгодными становятся длинные сваи и столбы. Наибольшую
глубину погружения в таких грунтах можно устанавливать из ус-
ловия равнопрочности несущих элементов по грунту и материалу
ствола, а также исходя из наличия оборудования для погружения
свай принятой длины.
В фундаментах с вертикальными несущими элементами даль-
нейшее их заглубление в любые грунты становится невыгодным
после достижения предельно допустимого горизонтального смеще-
ния верха опоры.
Увеличение размеров поперечного сечения несущих элементов
приводит к возрастанию всех ТЭП фундамента в грунтах средней
прочности и особенно малопрочных. Поэтому в таких грунтах вы-
годно применять сваи с меньшими размерами поперечного сечения,
если их число определяется расчетным сопротивлением свай по
грунту.
Когда в фундаментах с вертикальными сваями или столбами
данной длины их количество определяется прочностью (трещино-
стойкостью) материала ствола или жесткостью фундамента в го-
ризонтальном направлении, целесообразно переходить на несущие
элементы с большими размерами поперечных сечений или приме-
нять наклонные элементы. Из типовых свай, применяемых в мосто-
строении, круглые полые сваи становятся обычно выгоднее приз-
матических свай сплошного сечения при глубине их погружения
в малопрочные и средней прочности грунты более 16 м.
Проектирование фундаментов и опор-фундаментов с вертикаль-
ными несущими элементами. Проектирование таких фундаментов
ведут с непосредственным использованием данных, полученных в
§ 7.3... 7.5 и 7.7... 7.9. Прежде всего решают вопрос о рациональ-
ном положении центра тяжести плана свай или столбов по отно-
шению к оси опоры.
Выбор положения центра тяжести плана свай
или столбов относительно осей сечения опоры имеет большое
значение для получения экономичного решения фундамента и
уменьшения его крена. В случае действия на фундамент только
одного сочетания нагрузок положение центра тяжести плана несу-
щих элементов можно выбрать такое, при котором усилия во всех
сваях или столбах будут одинаковыми. Смещение fx центра тяжес-
ти плана несущих элементов в направлении вдоль оси моста (рис.
270
7^63, а), обеспечивающее равенство продольных усилий в них, по-
лучим из условия равенства Mv°=0 в выражении (7.95):
(7-160)
где Му"—момент всех сил (с учетом момента от веса ростверка)
относительно горизонтальной оси о"у", проходящей через точку
подошвы ростверка О", лежащую на одной вертикали с центром
тяжести сечения опоры на уровне обреза фундамента; Ро—верти-
кальная нагрузка, включающая н вес ростверка.
Рис. 7.63. Схемы, обеспечивающие равномерное распределение усилий в
сваях
В тех случаях, когда сила тяжести ростверка проходит через
центр тяжести плана несущих элементов (например, прн равномер-
ном или симметричном расположении свай и столбов относительно
этого центра) в выражении (7.160), прн определении Ро и Му" мож-
но не включать вес ростверка и момент от него относительно оси
о"у". При этом результат определения fx будет тот же, но не потре-
буется предварительно определять размеры ростверка и его вес.
Совместить центр тяжести плана свай с точкой, расположенной
на расстоянии fx от оси опоры, можно либо путем одностороннего
развития фундамента при равномерном размещении свай (рис.
7.63, а н б), либо неравномерным размещением свай (рис. 7.63, в).
Последняя схема рекомендуется во многих работах по фундамен-
там прн расчете на внецентренную нагрузку, когда горизонтальная
сила отсутствует или ее влияние в уровне подошвы ростверка на
распределение нормальных усилий в сваях не учитывается. В этих
работах неравномерно размещать сван рекомендуется путем де-
ления условной эпюры напряжений под подошвой ростверка на
равновеликие по площади части. Размещение свай по этой схеме
имеет существенный недостаток: несмотря на равенство усилий в
271
сваях, суммарные напряжения в грунте ниже концов свай получа-
ются неравномерными. В результате этого данный прием расста-
новки свай не гарантирует от крена фундамента при наличии
в основании сжимаемых грунтов. В этой схеме требуются большие
размеры ростверка, чем по схеме равномерного размещения. Не-
оправданно большой получается и величина свесов ростверка
(участки абр/ и а'б'р'Г на рис. 7.63, в).
Исходя из сказанного, предпочтение следует отдавать схеме
равномерного размещения свай. Схему же неравномерного разме-
щения можно применять при опирании концов свай на малосжима-
емые грунты, когда по условию размещения свай не требуется уве-
личивать ростверк. Следует иметь в виду, что размещение свай по
условной эпюре напряжений является одним из возможных реше-
ний неравномерной расстановки.
Чаще всего на фундамент сооружения действуют несколько со-
четаний нагрузок, различающихся не только значениями сил и мо-
ментов, но и их направлениями. В этих случаях равенство усилий
в сваях можно обеспечить лишь для одного из сочетаний нагрузок.
В фундаменте на сваях-стойках неравномерное распределе-
ние усилий в сваях не ведет к развитию неравномерных осадок фун-
дамента, так как его перемещения за счет деформаций оснований
обычно незначительны. На первое место здесь выдвигается требо-
вание экономичности. Сваи должны быть расставлены так, чтобы
их количество было наименьшим. При размещении свай на мини-
мальных расстояниях это условие обеспечивает и минимальный
объем ростверка.
Необходимое количество свай и столбов при равномерном их
размещении можно найти непосредственно из выражения (7.107),
принимая в нем Л^тах=Р7г(с), где Р'цс)— расчетное сопротивление
сваи по сопротивлению грунта или материала ствола
п+QP + 0,5*Al°)/(Ym^2+^)1/Л(е). (7.161)
Расстояние между крайними сваями в расчетном направлении
(см. рис. 7.53) будет равно
Ь—(тх—1)/р (7.162)
Подставив выражения (7.105) и (7.162) в (7.161), получим
и=(Р0/р;(с))(1+епД), (7.163)
где Зс= (/Пх+1)Л/6+24/т/[(/Пх—1)/1].
Приведенный эксцентриситет еа относительно центра тяжести
плана свай равен
еа=М°/Р0. (7.164)
Рассмотрим случай, при котором на фундамент в уровне по-
дошвы ростверка действуют два сочетания нагрузок Poi, Р02,
272
Рис. 7.64. Схема к оп-
ределению смещения fo
различающиеся по значениям сил и обобщенных моментов.
При большем количестве сочетаний из них можно .выделить два
крайне невыгодных, оказывающих влияние на определение разме-
ров фундамента и числа свай.
Определим оптимальное положение центра подошвы плиты
ростверка относительно оси опоры при равномерном размещении
свай. Приведенные эксцентриситеты относительно оси О" у" от пер-
вого и второго сочетаний нагрузок (рис. 7.64) будут:
е^=М^/Р^ е„2=М$/Ро2.
Тогда приведенные эксцентриситеты относительно оси, проходя-
щей через центр подошвы растверка, будут
равны
f qx' fox'
где fox — оптимальное расстояние от оси
опоры до оси, проходящей через центр пла-
на свай.
Величину fox определим из условия, что-
бы количество свай от первого и второго
сочетаний нагрузок было одинаковым; это
условие и обеспечивает минимум числа
свай. Используя выражение (7.163), полу-
чим уравнение для определения fox’.
Ро\ [1 + (е’л — /о,Г)/в;]/А(с) = Р02 11 — (^2 — /ол)/₽с1/^(О»
откуда
/ох“[(Со— 1)?с -J- еП2]/(С0-{- 1),
(7.165)
где Со = Ро1/^о2.
В выражении (7.165) необходимо учитывать знаки у e"ni и е"п2-
Это выражение справедливо при fox^e"ni- Если fox>e"ni, это оз-
начает, что второе сочетание нагрузок не оказывает влияния на
расчет; тогда необходимо принять fOx = e"ni- При Со=1 fox= (e"ni+
+е"л2)/2.
Величина fox зависит от 0С, а Рс — от принятого числа рядов
тх, перпендикулярных расчетному направлению. Влияние тх на
fox не очень существенно, особенно когда величина Со близка к
единице. В тех случаях, когда тх влияет на fox, целесообразно срав-
нить несколько вариантов с разными тх.
Когда на фундамент действуют различные сочетания нагрузок,
при размещении висячих свай проходится учитывать и требования
равномерной осадки фундамента.
Положение центра подошвы ростверка, при котором достигает-
ся минимум свай, определяют по формуле (7.165), как и для свай-
стоек. Для получения же равномерной осадки фундамента необхо-
273
димо добиваться равенства усилий в сваях от тех нагрузок, кото-
рые оказывают наибольшее влияние на перемещения фундамента
вследствие деформаций основания. Для фундаментов опор мостов
такими нагрузками являются постоянные.
Необходимое смещение fx при учете постоянных нагрузок опре-
деляют также по формуле (7.160).
На фундаменты промежуточных опор балочных мостов гори-
зонтальная составляющая постоянных нагрузок не действует.
Если опора имеет две вертикальные плоскости симметрии и на нее
опираются разрезные пролетные строения одинаковой длины или
размещается одна опорная часть неразрезного пролетного строе-
ния, то не возникает и моментов от постоянных нагрузок. В этих
случаях центр плана свай располагают на вертикальной оси опоры
(fx=fv=O) и фундамент проектируют симметричным относительно
этой оси как в продольном, так и в поперечном направлениях. При
размещении на опоре двух опорных частей разрезных пролетных
строений разной длины, если позволяют размеры опоры по верху,
целесообразно подбирать расстояния от центров опорных частей до
оси опоры так, чтобы равнодействующая опорных реакций от веса
пролетных строений проходила по вертикальной оси опоры (чтобы
Л»/,»п=0). В этом случае фундамент также получается симметрич-
ным относительно оси опоры.
После определения положения центра тяжести плана несущих
элементов все нагрузки необходимо привести к осям, проходящим
через эту точку.
Определение числа несущих элементов и схе-
мы их размещения. Количество несущих элементов в фун-
даменте рекомендуется определять из условия их прочности на осе-
вую нагрузку по сопротивлению грунта
^шах’С^г» (7.166)
где Мпах — продольное усилие в голове наиболее нагруженного не-
сущего элемента от невыгодного сочетания нагрузок.
В правой части условия (7.166) учитывают расчетное сопротив-
ление несущего элемента, уменьшенное на значение его собствен-
ного веса,
P’r=Pr-ge. (7.167)
Рт — определяют по данным § 7.3.
В большинстве случаев условие (7.166) является решающим
для определения количества несущих элементов (в особенности для
висячих свай и столбов).
Из различных сочетаний нагрузок, действующих на фундамент
промежуточной опоры моста, выделяют сочетания, которые могут
оказать влияние на определение числа несущих элементов и раз-
меры ростверка. Такие сочетания устанавливаются как вдоль, так
2/4
и поперек оси моста. Обычно заранее неизвестно, какое из этих
сочетаний является самым невыгодным. Поэтому на начальном эта-
пе одно из сочетаний (произвольно) принимают за невыгодное. По
нему находят число несущих элементов, схему их размещения и
размеры ростверка, а потом выполняют проверочные расчеты и
на другие сочетания.
Ниже рассматривается расчет на нагрузки, действующие вдоль
оси моста. Расчет на поперечные нагрузки выполняется анало-
гично.
Число несущих элементов п при равномерном их размещении
находят непосредственно из выражения (7.161) или из выражения
Л=[Р4-0,5йЛ1°/(у^2 -\-dm)\KP'r- УфЛр/м)- (7.168)
Минимальный шаг (м вертикальных несущих элементов уста-
навливают следующим образом: для забивных свай tM=3d, где d —
толщина ствола сваи; для оболочек большого диаметра (d^l м),
погружаемых с выемкой грунта, /M=d-}-l м; для буронабивных свай
с уширенной подошвой fM=D-(-l м, а при устройстве уширений в
глинистых грунтах твердой и полутвердой консистенций
4-0,5 м.
Проектирование с использованием выражений (7.161) или
(7.168) можно вести в последовательности, условно обозначаемой
от b к а.
Принимают тх и определяют расстояние между осями крайних
несущих элементов b (см. рис. 7.53) по формуле (7.162). Шаг несу-
щих элементов в расчетном направлении, может быть принят Л =
= /м. Если bcbmin, где
^mln==^o4"2 {Су — Су), (7.169)
то принимают b = bmin, a t\ при этом увеличивают до значения t\ =
= bmial(mx—1). В формуле (7.169) су обозначает минимальную ши-
рину обрезов, принимаемую 0,2... 0,5 м, a cv' — расстояние от оси
крайнего несущего элемента до грани ростверка; с/=0,25 m4~0,5J.
Затем определяют утж по (7.105) и по выражению (7.161) или
(7.168) находят число несущих элементов и.
При использовании формулы (7.161) предварительно приходит-
ся задаваться весом ростверка Gp.
Число рядов, параллельных расчетному направлению, будет
m.y=nlmx, (7.170)
где ту округляют до целого числа.
Вычисляют расстояние между осями крайних несущих элемен-
тов в поперечном направлении (см. рис. 7.53)
а—(Шу—1)/2. (7.171)
276
где ta — шаг несущих элементов в поперечном направлении, при-
нимаемый также t2=tM. Если a<amin, где
(Сд — Су), (7.172)
то t2 увеличивают до значения, определимого как /2=amm/(nfy—1).
Решение о количестве несущих элементов и размерах прямо-
угольного ростверка не является единственным. При таком поряд-
ке расчета каждому значению Ь(тх) будут соответствовать опре-
деленные расчетом значения a(mv) и п. Из различных сочетаний
b и а при соответствующих п выбирают оптимальное.
Размеры прямоугольного ростверка в плане
bf=b-[-2c'y; Оу=а-[-2с'у. (7.173)
После определения числа несущих элементов и схемы их раз-
мещения вычисляют наибольшее Мпах и наименьшее Mnin продоль-
ные усилия в элементах по формуле
^’S?5=(p+°p)/n±O’5ftAfW (7.174)
В этом выражении приведенный момент инерции свайного
(столбчатого) поля 1У° относительно оси у при равномерном разме-
щении определяют по формуле (7.106), а при неравномерном раз-
мещении находят по формуле (7.92) непосредственным суммиро-
ванием значений хА
В зависимости от общего числа несущих элементов п, числа не-
сущих элементов в ряду тх уточняют значения коэффициентов ул
и ус1 и по выражению (7.9) определяют РТ, а по выражению (7.167)
вновь находят Рг'. Если полученное значение Р/ отличается от пер-
воначально принятого, то необходимо повторить расчет и вновь
найти число несущих элементов п и схему их размещения.
После определения числа несущих элементов и схемы их раз-
мещения от нагрузок принятого направления необходимо найти
Л^тах и Ntmn и от нагрузок другого направления. ЛГтах и Мпт от на-
грузок, действующих поперек оси моста, вычисляют по выражению,
аналогичному (7.174).
Если от какого-либо сочетания нагрузок второго направления
ие соблюдается условие (7.166), то это направление будет более
невыгодным, чем первоначально принятое, и фундамент следует
вновь перепроектировать с учетом сочетания нагрузок этого направ-
ления (определить вновь п и схему размещения несущих элемен-
тов).
Если определенные по выражениям (7.162), (7.171) а и b при
?i —?2=(м получаются меньше amin и Ьтш, то для сокращения числа
несущих элементов возможно их размещать неравномерно — более
концентрированно у боковых граней ростверка, чем в его середине.
Это приводит к возрастанию Iv°. Число свай в этом случае уточня-
276
ют непосредственно из условия (7.166) при определении по
выражению (7.174) с учетом зависимости (7.92).
В общем случае при одновременном действии составляющих на-
грузок вдоль и поперек оси моста могут быть также использованы
конечные зависимости для определения числа несущих элементов и
схемы их размещения.
Наибольшее и наименьшее усилия в угловых несущих элемен-
тах найдем по выражению (7.99), приняв х> —±0,5Ь, <//=±0,5а, под-
ставив в него зависимость (7.106), а также аналогичную ей для оп-
ределения 1Х° в поперечном направлении
[Р+ ± 0>5^/(Ym^2+dm) ±
± 0,5аЛТ$/(умва2+^)]/л- <7Л75>
Из формулы (7.175) и условия (7.166) получим выражение для оп-
ределения числа несущих элементов
п=[ Р-f- Ор+0,5^/(yotj^+dm) + 0,5аМ “/(Ym^2+dm)]!P'T. (7.176)
При определении п один из размеров, например, а принимают. Тог-
да число рядов в этом направлении будет
my—a/t2-{-1. (7.177)
Величину Ь находят по формуле (7.162) в зависимости от числа
рядов тх. Для определения тх подставим в (7.176) п=тхту, рас-
крыв величину утх я выразив b через тх по (7.162). В результате
получим уравнение для тх
тх - Д/га2 -(6В +1 - тх^6В—А(\2dmfi-1)=0, (7.178)
где A=[Po-^-0,5oMx°f {ymifl3~]~dm)yJ B=MV°!(Pr'mvt\).
Если пренебречь в (7.176) в знаменателях величиной dm, кото-
рая в большинстве случаев мало влияет на результаты определе-
ния числа рядов, то аналогично получим для тх более простую за-
висимость
щх=0,5(Д1-1)+К0,25(Л1+ l)2-f-6B, (7.179)
где Л1=[Р0+бЛ4Л(а+2(2)И^г,(а/^+1)].
В случае размещения несущих элементов поперек оси моста в
один ряд их число с учетом нагрузок этого направления при жест-
ком ростверке (ригеле) и принятом расстоянии между осями край-
них несущих элементов а определяют по формуле
п = Д24-/д?2-В1, (7.180)
где A2={(l2dm+a2)nP+\2dm-ai+6aMx°/Pr'y[2(12dm-i-a^]-, В,-
=[ (12dm—a2) Пр+6шИх°/ Рг'У (12dm+a«); гар=Р0/Рг'.
Обобщенный момент Мх° вычисляют по выражению, аналогич-
ному (7.91). После определения п находят tz=*al(n—1). Если (2<
277
<ГМ, увеличивают а. При нецелесообразности увеличения а (на-
пример, когда а получается больше ширины моста) нужно перехо-
дить на многорядное размещение несущих элементов.
Для опор-фундаментов с гибкими ригелями зависимость (7.180)
может быть использована для предварительного определеиия чис-
ла несущих элементов по нагрузкам поперечного направления. Пос-
ле чего выполняют точный расчет в соответствии с § 7.8 и уточня-
ют п из условия (7.166).
Число несущих элементов, размещенных в один ряд, с учетом
нагрузок, действующих поперек плоскости ряда (вдоль оси моста),
устанавливают непосредственно из условия (7.166)
п=(Р4-Ор)/Р;. (7.181)
После определения числа несущих элементов и схемы их раз-
мещения необходимо удовлетворить рассматриваемым ниже усло-
виям прочности, устойчивости и деформативности фундамента с
учетом сочетаний нагрузок (действующих вдоль и поперек оси мос-
та), которые могут повлиять на размеры фундамента и число несу-
щих элементов. Хотя бы одно из этих условий («ведущее») от не-
выгодного сочетания нагрузок должно удовлетворяться без излиш-
них запасов.
Проверка несущей способности сваи или стол-
ба по сопротивлению грунта. Эта проверка заключает-
ся в удовлетворении условию (7.166). Поскольку это условие ис-
пользовано выше при определении числа несущих элементов, то
проверка будет фактически выполнена. Так как принятое значение
п может несколько отличаться от значения, вычисленного по фор-
мулам (7.161) и (7.168), необходимо оценить степень использова-
ния несущей способности наиболее нагруженного элемента, %,
дг=100(Р;-^и)/Р;, (7.182)
где Ntavx. — максимальное продольное усилие.
Если усилие Mnm по выражению (7.174) получится со знаком
минус, что указывает на растяжение в несущем элементе, то долж-
но соблюдаться условие прочности
|ЛГи1п|<Р„+&. (7.183)
Расчетное сопротивление сваи или столба на выдергивание на-
ходят в соответствии с § 7.3. Собственный вес несущего элемента
gc определяют с учетом взвешивающего действия воды независимо
от вида грунта и условий опирания подошвы элемента.
Проверка несущей способности и трещнностой-
кости материала ствола сваи или столба. Оценка
прочности, устойчивости и трещиностойкости материала стволов
несущих элементов изложена в § 7.4. Для любого несущего элемен-
та в составе фундамента необходимо удовлетворить условию проч-
278
нЬсти в виде (7.18) или (7.19). Условие прочности прежде всего
проверяют для двух несущих элементов с Nmax и ЛГтщ. Для провер-
ки прочности, устойчивости и трещиностойкости помимо продоль-
ной силы в элементе Ni необходимо знать наибольший изгибаю-
щий момент в нем Af<max (в опасном сечении). За Af,-max принима-
ют большее абсолютное значеиие в голове элемента или по его
длине, включая и сечения ниже поверхности грунта или подошвы
ростверка (см. § 7.4, 7.7 и 7.8).
Для столба из железобетонной оболочки с заделанным в ска-
лу ядром прочность и трещииостойкость ствола нужно проверить
и в сечении на уровне расчетной поверхности скалы (по «шейке»),
как для круглого сечения, с учетом Nih и Мл. Этим расчетом уста-
навливают армирование ядра заделки.
Для того чтобы удовлетворить условию прочности и трещиио-
стойкости материала ствола, повышают класс бетона и армирова-
ние. Если это ие дает желаемого результата или используются ти-
повые конструкции с заданными классами бетона и предельным их
армированием, число несущих элементов п увеличивают. Целесо-
образно также рассмотреть применение несущих элементов с боль-
шими поперечными сечениями.
Оценка устойчивости грунта у боковой по-
верхности несущего элемента. Эта проверка сводится к
выполнению условия
А<711712Д«, (7.184)
где рг—давление иа грунт боковой поверхностью сваи или столба
на глубине z от линии размыва (для низких ростверков — от их
подошв), определяют согласно § 7.5; т]1=0,7 — коэффициент, учи-
тывающий повышение требований к заделке в грунте фундаментов
опор распорных пролетных строений (в остальных случаях прини-
мают tji = 1); ри — интеисивность разности пассивного и активного
давления грунта.
Коэффициент т]2 учитывает соотношение постоянных и времен-
ных нагрузок
т)2=(Af„.+Ма)/(п„М„+М в),
где Л4П и Мв— моменты от постоянных и временных внешних гори-
зонтальных нагрузок, возникающие в сечеиии фундамента, прове-
денном на уровне нижних концов несущих элементов. Коэффициент
«п=4 при 7г^2,5 и пп=2,5 при Для промежуточных значений
h, tin находят линейной интерполяцией. В случае расположения не-
сущих элементов в одни ряд при расчете в направлении, перпенди-
кулярном плоскости ряда пп=4 независимо от значения Л.
Давление Ри определяют по формуле, полученной в теории пре-
дельного иапряжеиного состояния грунтов,
^e=4(YIztg<?14-5cI)/cos<pI,
279
где vi — удельный вес грунта в пределах глубины z (при водопро-
ницаемых водонасыщенных грунтах yi определяют с учетом взве-
шивающего действия воды); Jj — коэффициент, равный 0,3 для бу-
ронабивных элементов и 0,6 во всех остальных случаях.
Условие (7.184) проверяют при й^2,5 для глубин z=ft/3 и z=ft,
а при 7г>2,5 — для глубины г=О,85/ад. Для забивных свай провер-
ку (7.184) можно не делать, за исключением случаев их погруже-
ния в илы и пылевато-глинистые грунты текучей и текуче-пластич-
ной консистенции. Условие (7.184) ограничивает распространение
зон предельного равновесия у передней грани столба и максималь-
ное боковое давление грунта на уровне подошвы по задней его гра-
ни. Этим обеспечивается устойчивость столба и необходимое его
защемление в грунте.
Проверку напряжений в грунте по подошве
условного фундамента. Ее выполняют по условиям (3.8)
и (3.9) с определением р и ртах по данным § 7.9. Если эти условия
не удовлетворяются, то можно увеличить глубину погружения несу-
щих элементов h или расстояния а и Ь.
Оценка деформативности фундамента в гори-
зонтальном направлении. Деформативность фундаментов
балочных мостов оценивают по значению горизонтального смеще-
ния верха опоры ив как вдоль, так и поперек моста в соответствии
с данными, приведенными в § 2.1. «в определяют по формуле (2.1)
через перемещения ростверка пх(!/) и которые находят от нор-
мативных нагрузок. Если не удовлетворяется условие
«В<«2Р, (7.185)
где ывпр — предельно допустимое смещение, то необходимо увели-
чить число несущих элементов либо применить наклонные эле-
менты.
Оценка осадки фундамента. Найденную по указани-
ям § 7.9 осадку фундамента сопоставляют с предельно допустимым
значением, определяемым в соответствии с данными § 2.1. Для
выявления возможного перелома профиля проезжей части моста
необходимо также определять разность осадок соседних фунда-
ментов. Снижение осадки свайного или столбчатого фундамента
можно достигнуть увеличением глубины погружения несущих эле-
ментов h или увеличением расстояний а и Ь.
Конструирование и расчет плиты ростверка. Предварительно при-
нятую толщину плиты ftp проверяют из условия ее работы как же-
лезобетонной конструкции. Кроме того, как уже указывалось, она
должна обеспечить необходимую заделку голов несущих элементов.
При массивных опорах, если выполняется соотношение
<^)/ЛР<0,6, (7.186)
ростверк как железобетонную конструкций чаще всего можно не
280
рассчитывать. В этом условии суХ(у) — ширина консоли плиты в
продольном и поперечном направлениях (рис. 7.65).
Плиту ростверка армируют в промежутках между сваями в
направлениях вдоль и поперек оси моста у расчетной подошвы рост-
верка. Сечение арматуры принимается в каждом направлении не
менее 10 см2 на 1 м ширины плиты, если большее сечение армату-
ры не требуется по расчету. Ростверки опор мостов устраивают из
бетона класса не ниже В20.
Необходимо также удовлет-
ворить условию на местное
сжатие бетона ростверка голо-
вами несущих элементов
ЛГгаах/Д.= 1,3/?», (7.187)
где А — площадь поперечного
сечения ствола несущего эле-
мента; /?& — расчетное сопро-
тивление бетона плиты на осе-
вое сжатие по нормам проек-
тирования мостов.
При невыполнении условия
(7.187) можно повысить класс
бетона ростверка или над го-
ловами несущих элементов
предусмотреть сетки из арма-
туры диаметром 12 мм, улуч-
шающие работу бетона на ме-
стное сжатие.
Расчет ростверка как желе-
зобетонной конструкции за-
ключается в проверке достаточ-
ности его высоты и определе-
нии армирования.
Высоту ростверка проверя-
ют из условий его прочности
на продавливание опорой и
угловой сваей, а также по
прочности наклонных сечений
на действие поперечной силы.
Эти расчеты рассматриваются
в курсе железобетонных кон-
струкций. В большинстве слу-
чаев решающим для определен]
Рис. 7.65. Схемы к расчету плиты рост-
верка как железобетоииой конструкции
необходимой высоты ростверка
является его расчет на продавливание опорой, который и изложен
ниже применительно к плитным ростверкам опор мостов.
Расчет ростверка на продавливание (рис. 7.65) заключается в
удовлетворении условию
281
Рпр "С- 2Й(7?И К®04” (^о/^пл)~Ь(Ав ~Ь^пх) (^о/^пр)]» (7.188)
где РПр — расчетная продавливающая сила; ho — рабочая высота
ростверка, измеряемая от верха иижней рабочей арматуры сетки
до обреза ростверка; Rt>t — расчетное сопротивление бетона растя-
жению; спу — ширина горизонтальной проекции боковой грани пи-
рамиды продавливания в направлении поперек оси моста; Спх—то
же, в направлении вдоль оси моста.
Наименьший угол наклона граней пирамиды продавливания
принимают 45°. На рис. 7,65 этому соответствует прямоугольное
основание пирамиды продавливания ВИМЕ. Для опор закруглен-
ной формы верхнее основание пирамиды продавливания прибли-
женно можно принять тоже прямоугольной формы с размерами во
и Ьо. При многорядном размещении несущих элементов условие
(7.188) должно быть выполнено и для всех пирамид продавлива-
ния с углами наклона более 45°. В этом случае нижнее основание
пирамиды продавливания ограничивают прямыми, проведенными
по внутренним граням свай (на рис. 7.65 прямоугольник ДСКЛ).
В условии (7.188) отношения holcnx или holcny не должны пре-
вышать 2,5. В противном случае расчет выполняют для пирамиды
продавливания, у которой ширины проекций боковых граией
Спх(Спу) не превышают О,4Ло.
Продавливающую силу принимают равной удвоенной сумме про-
дольных усилий в несущих элементах, расположенных за преде-
лами нижнего основания пирамиды продавливания по одну сто-
рону от оси опоры в наиболее нагруженной части ростверка. При
невыполнении условия (7.188) нужно увеличить высоту ростверка
hp или класс бетона.
Сечение арматуры определяют из условия работы ростверка на
изгиб
(7.189)
где Д*1(2) — сечение арматуры иа весь размер ростверка в плане в
направлении, перпендикулярном расчетному; Moi(2) — изгибающий
момент в сечении 1—1 (2—2) (см. рис. 7.65); R,— расчетное сопро-
тивление арматуры растяжению; h0' — рабочая высота ростверка
(расстояние от обреза ростверка до оси растянутой арматуры у
подошвы). Изгибающий момент в сечении 1—1 по грани опоры
i-1 i-1 Z-l
к
где 2 NiXt — сумма моментов от продольных усилий в k несущих
/ «—I
элементах, приложенных в пределах ширины консоли сух по одну
сторону от сечения; V — сумма моментов, действующих в тех
i-i
282
k
же несущих элементах на уровне подошвы ростверка; V QB»ihn —
i-i
момент от поперечных сил в несущих элементах относительно цент-
ра тяжести приведенного сечения ростверка (для малоармирован-
ных ростверков расстояние йц от подошвы до центра тяжести при-
веденного сечения может быть принято йц«0,5йр); Л4Р— момент от
местных нагрузок, действующих по обрезу ростверка и от веса рост-
верка. Аналогично вычисляют момент и в сечении 2—2 в попереч-
ном направлении.
Составляющие момента от MBvi и QBx< при их положительных
значениях уменьшают Мя в сечении 1—1 со стороны плиты, на кото-
рую действуют большие продольные силы от несущих элемен-
тов, и увеличивают момент в сечении 1'—Г с противоположной сто-
роны плиты, на которую действуют меньшие продольные силы.
Обычна при определении Ма\ в сечении 1—1 составляющими от
Мвщ и QBxi в запас прочности пренебрегают ввиду их малости по
сравнению с моментом от продольных сил. Положительные MByi и
QBxi в несущих элементах возникают при действии на фундамент
больших горизонтальных сил. При действии на фундамент больших
моментов МВУ1 и QBxi получаются отрицательными. В этом случае
моменты от этих составляющих суммируют с моментами от про-
дольных сил в несущих элементах.
Если в несущих элементах возникают растягивающие продоль-
ные усилия, то необходимо определить момент в сечеиии по грани
опоры со стороны действия таких усилий и проверить прочность
сечения с учетом моментов от указанных сил. При необходимости
ростверк армируют второй сеткой, расположенной у плоскости об-
реза.
Коэффициент v в формуле (7.189) определяют по табл. (7.13)
в зависимости от величины 6. Для сечения 1— 1 B=Mai/(RbOpho2),
а для сечения 2—2 0=Afa2/(/?bbpfto2).
Таблица 7.13,
е V е V е V е V
0,02 0,99 0,18 0,9 0,308 0,81 0,403 0,72
0,039 0,98 0,196 0,89 0,32 0,82 0,412 0,71
0,058 0,97 0,211 0,88 0,332 0,79 0,42 0,70
0,077 0,96 0,226 0,87 0,343 0,78 0,435 0,68
0,095 0,95 0,241 0,86 0,354 0,77 0,449 0,66
0,113 0,94 0,255 0,85 0,365 0,76 0,466 0,63
0,13 0,93 0,269 0,84 0,375 0,75 0,48 0,60
0,147 0,92 0,282 0,83 0,385 0,74 0,495 0,55
0,164 0,91 0,295 0,82 0,394 0,73 0,5 0,5
Об оптимальном проектировании свайных и столбчатых фунда-
ментов опор мостов. Проектирование варианта свайного или столб-
283
чатого фундамента опоры моста является сложным н трудоемким
процессом. Как уже указывалось, решение о типе, размерах, мате-
риале ростверка и несущих элементов свайного или столбчатого
фундамента не является единственным. Решение в большинстве
случаев не будет единственным даже при применении несущих
элементов данного типа с одинаковыми размерами из-за различ-
ных возможных схем их размещения в фундаменте. При проекти-
ровании рассматривают различные варианты фундамента и из них
выбирают оптимальный. Оптимальным считается решение, удовлет-
воряющее критерию оптимальности (в отдельных случаях несколь-
ким критериям оптимальности). В зависимости от конкретных ус-
ловий проектирования за критерий оптимальности может быть
принят любой из рассмотренных выше основных технико-экономи-
ческих показателей свайного или столбчатого фундамента. Глав-
ным критерием оптимальности при проектировании фундаментов
обычно считают минимум приведенных затрат. Учет рассмотренных
выше рекомендаций по выбору оптимальных типов и размеров не-
сущих элементов фундамента, позволяющий не рассматривать яв-
но нецелесообразные решения и существенно сократить число ва-
риантов, не исключает необходимость проектирования нескольких
вариантов фундамента н поиска оптимального решения. Даже при
удачном выборе типа, материала и размеров несущих элементов
оптимальное решение фундамента может быть получено путем ис-
следования различных схем размещения свай или столбов. Ввиду
очень большой трудоемкости и сложности отыскания наиболее вы-
годного решения оптимальное проектирование фундаментов целе-
сообразно выполнять по специально созданным программам на
ЭВМ. Прн этом результаты проектирования на ЭВМ с использо-
ванием графопостроителей могут быть получены в виде рабочих чер-
тежей оптимального варианта фундамента. Таким образом прог-
рамма оптимального проектирования фундаментов как составная
часть (модуль) будет входить в систему автоматического проекти-
рования (САПР) моста.
Несмотря на широкое использование ЭВМ в расчетах свайных и
столбчатых фундаментов опор мостов, в настоящее время отсутст-
вуют методика и программа оптимального проектирования фунда-
ментов с наклонными несущими элементами. Главной трудностью
в составлении такой программы является сложность создания ал-
горитма оптимального размещения несущих элементов с приданием
им необходимых наклонов с учетом нагрузок, действующих вдоль
и поперек оси моста, т. е. создание алгоритма выбора оптимальной
пространственной схемы фундамента.
При использовании в фундаментах одних только вертикальных
несущих элементов создание методики оптимального проектирова-
ния и создание программы для ЭВМ упрощаются. Ниже в качестве
примера рассматриваются методика и программа оптимального про-
ектирования фундамента с вертикальными висячими сваями опоры
284
автодорожного моста, разработанные в СибАДИ. Программа напи-
сана на ФОРТРАН-IV для ЭВМ типа ЕС и СМ. В программе пре-
дусмотрено использование типовых мостовых железобетонных свай
сечением от 30X30 до 40X40 см и полых круглых составных свай
диаметром 0,4 и 0,6 м, изготовленных нз обычного железобетона.
Рис. 7.66. Укрупненная блок-схема автоматического проектирования
фундамента с вертикальными висячими сваями
Ввиду дискретности независимых переменных—длины сваи, разме-
ра поперечного сечения ее ствола, числа рядов свай, а также не-
большого числа переменных, в программе применена оптимизация
по принципу целенаправленного шагового перебора с использовани-
ем, приведенных выше методик и замкнутых решений для непосред-
ственного определения количества свай в фундаменте. Укрупненная
блок-схема оптимального проектирования фундамента приведена
на рис. 7.66.
285
Исходными данными для проектирования являются: нагрузки;
размеры опоры; отметки уровней воды в межень, дна реки, обще-
го и местного размывов; расстояния от уровня дна реки до подошв
слоев грунта основания; физические и механические характеристи-
ки каждого слоя грунта, необходимые для определения несущей
способности сваи и расчета фуидамента; минимальное заглубление
сваи в грунт (Zimin) и ее максимальная длина (Lmax); максималь-
ные размеры консолей ростверка вдоль с* max и поперек Сушах оси
моста; допустимая ширина раскрытия трещин в сваях и показатель
способа производства работ по устройству фундамента.
Программой предусмотрен расчет фундамента на воздействие
до 9 продольных и до 9 поперечных сочетаний нагрузок (часть из
них может действовать одновременно вдоль и поперек оси моста).
Наибольшее количество слоев грунта также равно 9. Значения hmm.
Lmax, Cxmax и cvmax устанавливает проектировщик с учетом гранич-
ных размеров типовых свай и реальных условий проектирования.
Определение- расчетного сопротивления сваи по сопротивлению
грунта выполняется по специальной подпрограмме. Для чего зна-
чения расчетных сопротивлений грунта по боковой поверхности
и подошве сваи fi и R, приведенные в табл. 7.6 и 7.9, аппроксими-
рованы при глубине расположения слоя ft<10 м полиномами чет-
вертой степени, а при большей глубине — линейными зависимостя-
ми. Значения коэффициентов аппроксимирующих функций введе-
ны в программу в виде матриц чисел.
Определение числа свай и схемы их размещения производится
по второй подпрограмме с использованием конечных формул (7.168)
и (7.176), что значительно упрощает проектирование и уменьшает
его трудоемкость. В процессе счета число рядов свай тх в попе-
речном направлении изменяется от двух до значения, при котором
Схуда£хтах.
Усилия в сваях и перемещения ростверка определяются по ко-
нечным зависимостям, приведенным в § 7.7. Программой преду-
смотрен расчет фуидамента с учетом сопротивления грунта пере-
мещениям низкого ростверка.
Расчет ростверка как железобетонной конструкции выполняет-
ся по подпрограмме, составленной с использованием данных норм
проектирования железобетонных конструкций и мостов.
В процессе проектирования фундамента удовлетворяются про-
верки (ограничения) несущей способности свай по сопротивлению
грунта, прочности и трещиностойкости материала ствола для свай
с наибольшим и наименьшим продольными усилиями, оценивается
устойчивость грунта у боковой поверхности свай и ростверка (в
необходимых случаях), проверяются напряжения по подошве ус-
ловного фундамента и кровле подстилающих слоев грунта, оце-
нивается поперечная жесткость фундамента по значению горизон-
тального смещения верха опоры, вычисляется методом послойного
суммирования осадка фундамента.
286
Прочность и трещиностойкость свай проверяются с использова-
нием трех подпрограмм. Эти же подпрограммы обеспечивают вы-
бор необходимой марки сваи, для чего в программу введены дан-
ные о типовых сваях. Одна подпрограмма применяется для квад-
ратных свай сплошного сечеиия, вторая — для полых круглых свай.
Третья подпрограмма используется при необходимости расчета
свай сплошного сечеиия на косое внецентрениое сжатие.
Для каждого сравниваемого решения предусмотрено определе-
ние приведенных затрат, стоимости фундамента, трудоемкости его
устройства, массы металла, объема свай и ростверка. Стоимость
устройства фундамента определяется для базисного района на ос-
нове действующих сметных норм. При определении трудоемкости
учитываются затраты труда на изготовление и транспортировку
свай, арматурных сеток, бетонной смеси, а также затраты труда
на строительной площадке по всем видам работ для устройства
фуидамента. Необходимые данные для подсчета стоимости и тру-
доемкости устройства фундамента введены в программу. Стои-
мость и трудозатраты на погружения свай определяются при ве-
дении работ с плавсредств по одной подпрограмме, а при произ-
водстве работ с подмостей и иа суше—по другой. Третьей под-
программой предусмотрено определение стоимости и трудоемкости
устройства ограждения и других дополнительных работ, связан-
ных с возведением фундамента.
Критерием оптимизации в программе принят минимум приве-
денных затрат, но на печать выводятся результаты не только оп-
тимального решения (оии печатаются первыми), но еще и девяти
ближайших к нему по приведенным затратам решений. Это позво-
ляет проектировщику в случае небольшой разницы решений по
приведенным затратам выбрать наиболее целесообразное решение
с учетом всех остальных техиико-экоиомических показателей, а
также конструктивных параметров фундамента и реальных усло-
вий строительства.
В качестве основных результатов по десяти решениям печата-
ются все перечисленные выше технико-экономические показатели
фундамента, а также его конструктивные параметры: размеры
свай; число свай и число их рядов в обоих направлениях; размеры,
класс бетона и данные по армированию ростверка; шаг свай вдоль
и поперек оси моста; марка свай. Кроме того, печатаются данные
о максимальных усилиях в сваях, их несущей способности по со-
противлению грунта и материалу ствола, значения раскрытия тре-
щин в стволах свай, а также сведения об условии, которое опреде-
лило в каждом решении число несущих элементов. Эти сведения ис-
пользуют для последующей оценки целесообразности применения
наклонных свай в фундаменте.
Пример 7.1. Запроектировать фундамент с вертикальными сваями сплошно-
го сечения промежуточной опоры автодорожного разрезного балочного моста
с пролетами 42 м. Размеры опоры в плане на уровне обреза фундамента, гео-
287
логический разрез по оси опоры, отметки уровней воды и поверхности дна после
общего и местного размывов показаны иа рис. 7.1. Характеристики верхнего
слоя пылеватого песка с включениями песка мелкого: ш = 0,231; рв = 2,б4 t/Ms;
е=0,6Г; 71 = 19,80 кН/м3; ув = 9,99 кН/м3; С1 = Сц=0; <р1 = 28°; фп = 30э. Ха-
рактеристики слоя глины: ш = 0,266; р = 2,0 т/м3; р, = 2,74 т/м3; е=0,73; Wl~
= 0,43; ttJp = 0,20; /Р=23; А=0,289; у= 19,62 кН/м3; d=41 кПа; ф,= 18°; £=
= 19,1 МПа. Расчетные нагрузки, определенные относительно главных осей сече-
ния опоры иа уровне обреза фундамента вдоль оси моста: Р=8304,5 кН;
Му ~2244,5 кН-м; Л/=243,5 кН; поперек оси моста: Р=8020,9 кН; Мх =
= 10918,3 кН-м; F/ = 852,4 кН. Каждое из этих сочетаний в своем направле-
нии оказалось наиболее невыгодным. Постоянная вертикальная нормативная
нагрузка Рн = 6349 кН.
Моменты и горизонтальные составляющие от постоянных нагрузок равны
нулю. Высота опоры от обреза фундамента //о'=11,8 м. Обрез фундамента
принят иа отметке 63,68 м (на 0,8 м ниже горизонта меженных вод).
Толщину плиты ростверка принимаем Лр=1,6 м. Длину сваи определяем
из условий заглубления ее конца в более прочный слой глииы ие меиее чем
иа 1 м (А >0,1) и заделки головы в ростверк иа 2-0,35=0,7 м; /с—63,68—
— 1,6-4-0,7—48,9+1 = 14,88 м. Принимаем сваю длиной 15 м. Такую длину (см.
табл. 7.1) могут иметь типовые сваи сечением 35X35 и 40X40 см. Рассмотрим
вариант фундамента со сваями 35X35 см.
Определяем несущую способность сваи иа осевую нагрузку по сопротив-
лению грунта. Сваи предполагается погружать в грунт забивкой молотом.
Глубина погружения сваи от уровня максимального размыва Л= 11,42 м. Раз-
бивая эту толщу по высоте на элементы и определяя средние глубины рас-
положения элементов относительно уровня поверхности диа после общего раз-
мыва, устанавливаем (путем интерполяции) по табл. 7.9 следующие значения
расчетных сопротивлений грунта по боковой поверхности сваи, кПа: fi = 25,l;
А = 29,4; /=3=32,2; f4=33,6; fs = 35,0; f6=51.
Значение для глубины погружения конца сваи 13,34 м и А=0,289 по
табл. 7.6 получилось равным /?=4006 кПа. По табл. 7.10 и 7.11, усв=?с/=1.
Несущая способность сваи по грунту, по формуле (7.9), Fd=4006-0,1225+
+ [2,3 - 25,1 +2 (29,4+32,2+33,6+35) +1,12 • 51) ] 1,4 = 1016,1 кН.
Расчетное сопротивление сваи при ус1 = 1 ул = 1,4 (предполагаем л>21)
Рг= 1-1016,1/1,4=725,8 кН. Собственный вес сваи gc=4,7*1,1 *9,81 = 50,7 кН.
Расчетное сопротивление сваи по выражению (7.167) Р/=725,9—50,1 =675,1 кН.
Определяем характеристики сечеиия ствола сваи, принимая модуль упру-
гости бетона £б = 325-105 кПа по нормам проектирования мостов и вводя к
нему коэффициент 0,8, учитывающий упругопластичную работу бетона в сжа-
той зоне сечеиия и образование трещин в растянутой. По табл. 7.1, А =
= 0,1225 м2, /=0,001251 м4; £бА=0,8-325- 10s*0,1225=3,185- 10е кН; £б/=
= 0,8 • 325 10s * 0,001251= 3,2526 • 104 кН • м2.
Длина сжатия по выражению (7.65) А=2,88+7* 10-3*3,185-106/1016,1 =
= 24,82 м.
Для пылеватого песка с включением мелкого примем К=4800 кН/м4.
Расчетная ширина сваи, по формуле (7.41), dp= 1 (1,5*0,35+0,5) = 1,025 м.
Коэффициент деформации сваи, по формуле (7.44),
ад = у 1,025-4800/(3,2526-104) = 0,6854 м-1.
Приведенная глубина погружения при Л= 11,42 м й=0,6854*11,42 = 7,827>
Определяем перемещения по формулам (7.49), принимая значения Aff,
Amf и А мм по приложению 10 для Л=4 и свободного опирания конца сваи:
= 2,4406/(0,68543.3,2526*104) = 2,3304*10-4 м/кН;
1,621/(0,68542-3,2526- !°4) = 1,0609*10-4 1/кН;
= 1,75058/(0,6854*3,2526*104) = 0,78525* 10-4 !/(кН*м).
288
Вычисляем перемещения по формулам (7 58) ...(7.60):
=2,883/(3-3,2526-104) +0,78525-10-4-2,882 4-
+ 2-1,0609-10-4.2,88 + 2,3304-10-4 = 17,4024-10-4 м/кН;
#2 = 2,88/(3,2526-104) + 0,78525-10—* = 1,6707-10-4 1/(кН-м);
83 = 2,882/(2.3,2526-104) + 0,78525-10-4.2,88 + 1,0609-10-* =
= 4,5975-10-4 1/кН.
Характеристики жесткости свай определяем по формулам (7.68), (7.62) и
(7.63):
Р1 = 3,185 -106/24,82 = 1,2832 105 кН/м;
5^2 - = 17,4024-1,6707-10-8 _ 4,59752. Ю~8 = 7,9372-10-8 1/кН;
р2= 1,6707-10-4/(7,9372-10-8) =2,1049-103 кН/м;
Рз = 4,5975 • 10-4/(7,9372 • 10-8) = 5,7923 • 103 кН.
Поскольку равнодействующая постоянных нагрузок вертикальна и проходит
по оси опоры через центр ее сечеиия, центр плана свай (начало координат)
принимаем иа оси опоры и фундамент проектируем симметричным относитель-
но опоры.
Вычисляем моменты относительно осей, ггооходящих через центр подошвы
ростверка: MV*=MV'+Fx'hp=2244,5+1,6*243,5=2634,1 кН-м; Мх= 10918,3+
+ 1,6*852,4=12282,1 кН*м.
Определим вначале число свай и схему их размещения с учетом нагрузок
продольного направления.
Вычислим С и dm по формулам (7.93) и (7.94):
С = 5,7923 * 103/(2, 1049 * 103) = 2,7518 м;
dm = 1/(1,2832-105.1,6707.10—4) = 0,0466 м2.
Ростверк предполагается возводить в шпунтовой перемычке с укладкой там-
понажного слоя подводного бетона толщиной 1 м. Минимальный шаг свай /н=
=3^=3*0,35=1,05 м. Расчетный вес ростверка с весом тампонажной подушки,
приходящийся иа одну сваю, gp'= (1,6+1) 1,052* 2,4* 1,1 *9,81 =74,24 кН.
Примем число поперечных рядов свай тх—3.
По формуле (7.162), 5= (3—1) 1,05=2,1 м. По формуле (7.105), коэффи-
циент утх=(3+1)/12(3—1)=0,16667.
Обобщенный момент найдем по выражению (7.91): Мр°=2634,1 +2,7518Х
Х243,5=3304,2 кН-м.
Количество свай — по выражению (7.168) п— [8304,5+0,5*2,1*3304,2/
(0,16667*2,12+0,0466)J/(675,l—74,24) =21,2.
Примем п==21. Тогда mv и а по выражениям (7.170) и (7.171) будут
=21/3=7; а= (7—1) 1,05=6,3 м.
Определяем размеры ростверка (7.173) и его вес: &Р«2,1+0,35+0,50=
= 2,95 «3,0 м; аР=6,3+0,35+0,5 = 7,15 м; Gp = 7,15-3* 1,6*2,4* 1,1-9,81 =
=888,8 кН.
Вес подушки подводного бетона Gn = 7,4*3,3* 1*2,4* 1,1 *9,81=632,4 кН.
Наибольшее и наименьшее продольные усилия в сваях определяем по фор-
муле (7.174):
1 / Л 0,5*2,1*3304,2 \
- й- («ЗИ.6+1!».» +<®.4 + -
= (9825,7 +4438,8)/21 =679,3 кН;
Armin = (9825,7 - 4438,8)/21 =256,5 кН.
10—1513
289
Перегрузка по условию (7.166) небольшая и составляет Л =(679,3—
—675,1) 100/675,1 ===0,6%, что допустимо.
Поскольку л=21, а /п,=3, корректировка значений уь и yci, принятых при
вычислении Рг, не требуется.
Выполняем проверочный расчет иа нагрузки поперечного направления.
Вычисляем Мх° и уту: Мх0 = 12282,1 +2,7518-852,4 = 14 628 кН-м; уту =
= (7+1)/12(7—1)=0,1111.
Значение /х° устанавливаем по формуле, аналогичной (7.106): /х°=
=21 (0,1111-6,32+0,0466) =93,58 м2.
Определяем и по выражению, аналогичному (7.174): Nmax=
«(8020,9 + 888,8 + 632,4) /21 + 0,5-6,3-14 628/93,58 = 454,4 + 402,4 «946,8 кН;
m=454,4—492,4=—38,0 кН; v=tfmin/tfmax=—38,0/946,6=—0,04<0,1.
Поскольку /Пу=7, a v<0,l, значение коэффициента условий работы по
табл. 7.4 будет уС1 —1,15. Уточняем в связи с этим Р/ в этом направлении
по выражению (7.167): Р/=725,8-1,15—50,7=784 кН.
Проверяем условие (7.166): ЛГтах>Рг/, 946,6>784 кН.
Поскольку сваи значительно перегружены, невыгодным будет поперечное
направление действия нагрузок. Определяем вновь число свай, исходя из на-
грузок этого направления. Примем /^=8, тогда а=(8—1)1,05=7,35 м, а
Ymy= (8+1)/[12 (8—1) ] =0,10714.
Число свай устанавливаем по формуле, аналогичной (7.168): л= [8020,9+
+0,5-7,35-14 628/(0,10714-7,35*+0,0466)]/(784—74,24) =24,3. Примем л=24;
шх= 24/8=3.
Длина ростверка ар=7,35+0,35+0,5=8,2 м. Вес ростверка и подушки под-
водного бетона
<7рп = (8,2-3,0-1,6 + 8,6-3,4-1) (2,4-1,1-9,81) = 1776,7 кН.
= [8020,9 + 1776,7 + 0,5-7,35-14628/(0,10714-7,352 + 0,0466)]/24 =
= (9797,6 + 9213,7)/24 = 792,1 кН;
A\nin ===(9797,6 - 9213,7)/24 = 24,3 кН;
» = 24,3/792,1 =0,031 <0,1.
По табл. 7.4, при /Пу=8 и v<0,l, Yei = l,2;
Р'=725,8-1,2 — 50,7 = 820,3 кН.
Условие (7.166) выполняется: 792,1 <820,3 кН.
Недогрузка (820,3—792,1)100/820,3=3,4% несущественна.
На этом определение числа свай и схемы их размещеиия из условия
(7.166) заканчиваем.
Вычисляем моменты, поперечные силы в голове сваи и перемещения рост-
верка от поперечных нагрузок по формулам, аналогичным (7.90)...(7.97):
/° =24(0,10714-7,352+ 0,0466) = 140,03 м2;
Л1® =852,4-2,7518/24 — 14628-0,0466/140,03 = 92,87 кН-м;
QB= 852,4/24 = 35,5 кН;
F
&х = 14628/(1,2832-105-140,03) = 8,141 -10—4.
= 852,4/(24.2,1049.103) + 8,141.10-4-2,7518 = 0,0191 м.
Продольные усилия, моменты и поперечные силы в сваях, а также пере-
мещения ростверка от нагрузок, действующих вдоль моста:
290
/S'=24(0,16667.2,12 4-0,0466) = 18,76 м2;
JVmax = (8304,5 4- 17776,7)/24 4- 0,5 2,1 • 3304,2/18,76 =
= 420,1 4- 184,9 = 605,04 кН;
ЛГт1п = 423,1 - 184,9 = 235,2 кН;
Л4® = 243,5-2,7518/24 - 3304,2.0,0466/18,76 = 19,71 кН-м;
и
(?в= 243,5/24= 10,15 кН;
= 3304,2/(1,2832•105 • 18,76) = 0,001372;
их = 243,5/(24.2,1049.103) 4-0,001372.2,7518 = 0,00859 м.
Армирование и марку сваб подбираем по усилиям и моментам в них от
нагрузок поперечного направления. В этом направлении усилия, их неравно-
мерность и моменты в сваях значительно больше, чем в продольном направ-
лении.
Как показали расчеты, по выражению (7.55) изгибающие моменты от на-
грузок поперечного направления в сечениях сваи, расположенных ниже поверх-
ности грунта, меньше, чем иа уровне ее заделки в ростверк. Поэтому арми-
рование сваи подбираем по МА В данном случае в самых невыгодных усло-
виях работает материал сваи с /Vmin По графикам на рис. 7.41 для типовых
свай по нормативным значениям МА и JVmin нз условия трещииоустойчивости
(раскрытие трещин <0 1 мм) принимаем 6-й тип армирования (см. табл. 7.2) —
8028 А-П, что соответствует марке сваи СМ15-35Т6. Определяем расчетную
длину сваи иа продольный изгиб по выражению (7.17) 4 = 2,88+2/0,6854=
= 5,8 м Коэффициент т] по выражению (7.15) с учетом (7.16) при принятом
армировании оказался: для сваи с JVmm T]i = 1,006, а для сваи с Мпах =
= 1,151. По графикам иа рис. 7.41 устанавливаем, что точки с координатами
t]iMA JVmin и т]2МА Л+ах лежат значительно ниже предельной кривой, т. е.
прочность материала ствола свай обеспечивается с запасом.
Проверяем напряжения в грунте по подошве условного фундамента. Сред-
ний угол виутреииего треиия в пределах глубины погружения свай ф|С=(28Х
ХЮ,3+18-1,12)/11,42=27°.
Размеры подошвы условного фундамента по выражениям (7.149):
= 7,35 + 0,35 + 2-11,42tg(27°/4) = 7,7 + 2,7 = 10,4 м;
^ — 2,1 +0,35 + 2,7 — 5,15 м.
Давление грунта иа уровне концов свай, считая глииу водоупором: <УП“
= 10,3-9,99+9,81-15,58+1,12-19,62=277,7 кПа.
Среднее напряжение от нагрузок поперечного направления, по формуле
(7.151): р= (8020,0+1776,7+24-50,7)/(10,4;5,15)+277,7 = 483,5 кПа.
Момент в уровне концов свай: Мук= 12282,1+852,4-14,30=24471,4 кН-м.
Коэффициент постели под подошвой условного фуидамента: Сп= 11,42Х
Х4844=55318,5 кН/м3, где К=4844 кН/м4 установлен для глины интерполя-
цией по /ь данных табл. 7.12.
Краевое напряжение по формуле, аналогичной (7.154): ртах = 483,5+6Х
X Ю,4-55318,5(3-24471,4 — 852,4-11,42)/(4800 • 11,424-5,15 + 36-55318,5-10,43 X
Х5,15/12) =642,6 кПа.
Определяем расчетное сопротивление грунта по формуле (1.13) с учетом
характеристик слоя глииы. Значение 7?v=218,5 кПа установлено интерполяцией
данных табл. 1.1 по е и /ь- Определим средний удельный вес грунта: yi =
= (10,3-19,80+1,12-19,62)/! 1,42= 19,78 кН/м3; /?-=1,7{218,5[1+0,02(5,15—2)] +
+ 1,5-19,78-(12,38—3)}+1,5 *9,81 *4,32=931,5 кПа,
10* 291
Условия прочности (3.8) и (3.9) основания на уровне концов свай удовлет-
воряются: 931,5/1,4 = 665,3 кПа; 1,2*931,5/1,4=798,4 кПа; 483,3< 665,3; 642,6<
<798,4 кПа.
Расчеты показали, что для нагрузок продольного направления этн усло-
вия также удовлетворяются с запасом.
Определяем смещение верха опоры по выражению (2.1) поперек моста прн
//0=11,8+1,6 = 13,4 м: Мв=0,0191+8,141 • 10"4* 13,4=0,0296 м = 3 см.
Смещение верха опоры вдоль моста: мв=0,00859+0,001372* 13,4=0,027 м =
=2,7 см.
Такне смещения для моста данной конструкции от расчетных нагрузок до-
пустимы. Смещения от нормативных нагрузок не определяем, поскольку они
будут еще меньше.
Рассчитываем осадку фундамента. Нормативная вертикальная нагрузка,
действующая на обрез ростверка, составляет 7505 кН.
Напряжения, влияющие на осадку (7.152), рОс= [7505+(1776+24-50,7)/
1,1]/(10,4 * 5Д 5) = 190,93 кПа.
Соотношение сторон подошвы условного фундамента пу/&у= 10,4/5,15=
=2,02 «2.
Пользуясь формулой (2 5) н приложением 2, вычислим напряжения от дав-
ления сооружения (табл. 7.14).
Таблица 7.14
m=z/by а0
0 0 1 190,93
0,2 1,03 0,976 186,35
0.4 2,05 0,87 166,11
0,8 4,12 0,593 113,22
1,2 6,18 0,392 74,84
1,6 8,24 0,267 50,98
2,0 10,3 0,189 36,09
Эпюры напряжений от собственного веса грунта н нагрузки от сооружения
показаны на рис. 7.67. Прн определении напряжений от собственного веса грун-
та для расчета осадкн удельный вес тугопластнчной глнны принят во взвешен-
ном состоянии: у8=(2.74—1,0)Х9,81/(1 +0,73) =9,87 кН/м8.
Граница сжимаемой толщи оказалась на отметке 38,66.
Конечную осадку определяем по формуле (2.4): з= (0,8/19 100)Х[ 1,03(0,5Х
Х190,93+186,35+0,5* 166,11)+2,06(0,5* 166,11 + 113,22+74,84+0,5-50,98) + 0,88Х
Х0,5 (50,98+44,62)] =0,0431 м=4,31 см.
Такая осадка для данного моста может быть допущена.
Определяем ширину обрезов ростверка в продольном и поперечном направ-
лениях: Сух =(3,0—1,6)/2=0,7 м; суу=(8,2—6,7)/2=0,75 м. Прн таком малом
вылете консолей н принятых высоте ростверка н размещении свай проверки
прочности на продавливание ростверка не требуется. Ростверк армируем конст-
руктивно, принимая в каждом направлении сеченне арматуры класса А-П 10 см’
иа 1 м ширины (длины).
Бетон ростверка класса В20 Яь= 10 500 кПа. Условие (7.187) удовлетво-
ряется: 792,1/0,1225=6466,1 <1,3-10 500 кПа.
Проектирование фундаментов с наклонными сваями. Этапы про-
ектирования 1 ...5 (см. начало § 7.10) выполняют так же, как и для
фундамента с вертикальными несущими элементами. Дальнейшее
проектирование фундаментов с наклонными сваями имеет свои осо-
бенности.
Вначале составляют расчетную схему фундамента, для чего
292
наибольшие усилия в сваях в
Рнс. 7.67. Эпюры напряжений в грун-
те для расчета осадки свайного фун-
дамента к примеру 7.1
необходимо назначить число свай в фундаменте. Первоначально их
количество можно наметить приближенно, так как продольные уси-
лия, изгибающие моменты в сваях и перемещения фундамента с
наклонными сваями можно определить только после статического
расчета принятой схемы.
Как показали расчеты, проделанные для большого количества
фундаментов с наклонными сваями
первом приближении можно най-
ти по формулам расчета фунда-
ментов с вертикальными сваями.
Исходя из этого ориентировочное
число свай, несущая способность
которых определяется сопротив-
лением грунта, можно подсчитать
по формулам (7.161) и (7.168).
После этого составляют схему
фундамента и в первом прибли-
жении уточняют число свай по
условию (7.166). При этом наи-
большее усилие в свае определя-
ют по формуле (7.174) с учетом
фактически принятого при состав-
лении схемы неравномерного раз-
мещения свай в плане.
При составлении схемы фун-
дамента следует прежде всего
рационально разместить сваи от-
носительно оси опоры. При этом
нужно руководствоваться сообра-
жениями, рассмотренными выше для вертикальных свай. Особен-
ное значение этот вопрос имеет для фундаментов, на которые дей-
ствуют значительные односторонние горизонтальные силы и мо-
менты (фундаменты устоев, подпорных стен, опор распорных си-
стем и т. п.). Для предварительного решения данного вопроса
можно пользоваться таким понятием, как центр тяжести плана
свай, а значение его смещения приближенно устанавливать по фор-
мулам (7.160) и (7.165).
Выбор схемы фундамента — особо ответствеииая задача. Сопо-
ставление различных схем показывает, что у схем веерного типа
(рис. 7.68, /) и близких к ним (рис. 7.68, 2) меньшая горизонталь-
ная жесткость по сравнению со схемами козлового типа (рис.
7.68, 5) и близкими к ним (рис. 7.68,4).
В схемах козлового типа в сваях возникают меньшие изгибаю-
щие моменты, чем в веерных, особенно при низком положении рав-
нодействующей горизонтальных нагрузок. Зато в последиих в ряде
случаев можно получить меньшие продольные силы в сваях. Вы-
сокой жесткостью обладает и схема 3, показанная на рис. 7.68.
293
Для ростверков со сваями, несущая способность которых опре-
деляется сопротивлением грунта, могут оказаться рациональными
схемы 1, 2 и 4 на рис. 7.68. Для устройства ростверков, решающим
фактором для обеспечения прочности которых является прочность
материала ствола свай, более рациональны схемы 3, 4 и 5. К этим
схемам следует прибегать и в тех случаях, когда другие схемы не
обеспечивают надлежащей жесткости ростверка.
У ростверков с одной плоскостью симметрии (например, для
фундаментов устоев) плоские схемы получаются несимметричными,
так как наклон сваям чаще всего
Рис. 7.68. Схема фундаментов с на-
клонными и вертикальными сваями
придают в одном направлении
вдоль оси моста — в сторону рав-
нодействующей постоянных на-
грузок.
Ввиду многообразия факто-
ров, влияющих на тип схемы, и
сложных условий работы фунда-
мента, в каждом конкретном слу-
чае его схему следует выбирать
путем сравнения и исследования
нескольких вариантов. При этом
общая пространственная схема
ростверка не должна быть чрез-
мерно сложной и по условиям
производства работ.
Наклонные сваи в фундаментах промежуточных опор мостов
можно ставить как вдоль, так и поперек оси моста. Преобладаю-
щее число наклонных свай ставят обычно в том направлении, в ко-
тором действует наибольшая горизонтальная сила. При этом необ-
ходимо также учитывать и соотношение размеров опоры вдоль и
поперек оси моста.
Наклон сваям придают в проделах 8:1 ...3: 1. Чаще всего на
практике применяют сваи с наклоном 5: 1 ...4: 1. Значение накло-
на свай должно быть увязано с условиями их погружения и уст-
ройства. При действии на фундамент больших горизонтальных сил
увеличение наклона свай приводит к уменьшению в них усилий н
перемещений ростверка. В случае действия на фундамент крутя-
щего момента от односторонних горизонтальных нагрузок часть
наклонных свай размещают таким образом, чтобы, их оси пересе-
кали вертикальные плоскости симметрии фундамента на возможно
больших расстояниях от вертикальной оси опоры и не пересекали
эту ось.
Применение наклонных свай позволяет сократить размеры рост-
верка, а также нередко уменьшить н число свай в фундаменте по
сравнению с фундаментом, в котором используются одни только
вертикальные сваи.
294
Уменьшение размеров ростверка в фундаменте с наклонными
сваями достигается более тесной расстановкой свай иа уровне по-
дошвы ростверка (до 1,5 d между их осями). Неравномерное раз-
мещение сваи, при котором большее число свай принимают в на-
ружных рядах, дает возможность сократить их количество при
действии иа фундамент значительных моментов.
Следует также иметь в виду, что применение наклонных свай
при действии значительных горизонтальных сил позволяет умень-
шить горизонтальное смещение верха опоры и повысить несущую
способность свай по материалу ствола за счет уменьшения изгиба-
ющих моментов в сваях. Поэтому, если решающими условиями для
определения количества свай являются условия прочности мате-
риала свай или горизонтальной жесткости фундамента, фундамент
с наклонными сваями может оказаться выгоднее фундамента с вер-
тикальными несущими элементами за счет сокращения числа свай
и уменьшения их армирования.
После составления схемы фундамент рассчитывают иа различ-
ные сочетания нагрузок (см. § 7.6). Расчетом определяют продоль-
ные, поперечные усилия и изгибающие моменты в сваях иа уровне
подошвы ростверка, а также его перемещения. По результатам рас-
чета устанавливают правильность иазиачеииого числа свай и схе-
мы их размещения.
Прежде всего необходимо убедиться в правильности составлен-
ной схемы фуидамеита по условию (7.166) и оценить по выражению
(7.182) степень недогрузки или перегрузки свай по грунту. Эта
оцеика дается по ЛГтах.
Затем проверяют условия прочности, устойчивости и трещиио-
стойкости материала ствола свай (см. § 7.4). В фундаментах с
иаклоиными сваями эти условия проверяют обычно для нескольких
свай, поскольку в наклонных сваях получаются различными не
только продольные усилия Nt, ио также моменты Л4<в и попереч-
ные силы Q/B. Поэтому ие всегда можно сразу определить сваю, у
которой ствол будет работать в наиболее неблагоприятных услови-
ях. В первую очередь проверяется прочность стволов свай с макси-
мальным и мииимальиым продольными усилиями, а также с наи-
большим моментом в голове. Для проверки прочности и трещиио-
стойкости стволов вычисляют и изгибающие моменты в сваях ниже
поверхности грунта так же, как и для фуидамеита с вертикальны-
ми несущими элементами (см. § 7.5).
При проверке условия (7.184) так же, как и при вертикальных
иесущих элементах, определяют давление pz.
При проверке условия (7.185) горизонтальное смещение верха
опоры иа фундаменте с наклонными сваями ив определяют по вы-
ражению (2.1), в которое подставляют значения иХ(У) и полу-
ченные из расчета такого фуидамеита.
Когда ие удовлетворяются условия прочности (7.18) и (7.166),
перегрузку свай нередко можно устранить более рациональным их
295
размещением (изменением схемы фундамента) без изменения чис-'
ла свай. В противном случае число свай увеличивают.
Уменьшение иХ(у) достигается увеличением числа наклонных
свай и приданием им больших наклонов в расчетном направлении.
Снижение ®У(Х) достигается более частым расположением свай у
краев ростверка, чем в середине. В тех случаях, когда изменения
в расстановке свай не приводят к удовлетворению условия (7.185)
их количество увеличивают.
Напряжения на уровне концов свай по подошве условного мас-
сивного фундамента и осадку фундамента определяют, как и для
фундамента с вертикальными несущими элементами (см. § 7.9).
В Пример 7.2. Используя данные примера 7.1, запроектировать фундамент с
наклонными железобетонными сваями сплошного сечения. Толщину ростверка
АР, длину и сечеине сваи оставляем такими же, как и в примере 7.1.
Поскольку вычисленные ранее значения Fd, ад, рь Лмг и Лмм
сохраняются и для фундамента с наклонными сваями, приступаем непосредст-
венно к составлению Схемы размещения свай. Уменьшим по сравнению с фун-
даментом с вертикальными сваями размеры ростверка в плане, приняв их ар=
= 8 м, 6Р = 2,4 м. Тогда расстояние между осями крайних свай в поперечном
направлении а«7,15 м, в продольном b «1,5 м. Для улучшения работы фунда-
мента на моменты н возможности уменьшения ширины ростверка сваи разме-
щаем в плане у контура ростверка, чередуя наклонные и вертикальные сван.
Это позволяет сократить расстояние между осями соседних свай на уровне
подощвы ростверка. По длине ростверка в поперечном направлении сван раз-
мещаем неравномерно — более часто у краев, что повышает эффективность ра-
боты фундамента на значительный момент, действующий в этом направлении.
Наклон свай примем 5:1. Большее число наклонных свай ставим в поперечном
направлении, в котором действует и ббльшая горизонтальная сила. Размещение
свай в плане по схеме I и расчетные плоские схемы в поперечном н продольном
направлениях показаны на рнс. 7.69. Число свай на этой схеме примем л=23.
Расстояние между осями вертикальных свай вдоль осн моста принято не-
сколько меньшим, чем между осями наклонных свай на уровне подошвы рост-
верка, для того чтобы грани соседних свай не соприкасались в грунте.
Для сравнения рассмотрим схему II с более равномерным размещением
свай по длине ростверка и их количеством л=24 (рис. 7.70).
Определяем расчетный вес ростверка н подушки подводного бетона GP=
=8-2,4-1,6*2,4-1,1-9,81 = 795,6 кН; =8,4-2,8-1-2,4-1,1-9,81 = 609,1 кН; GP+
+6П= 1404,7 кН.
Вертикальная нагрузка при расчете в поперечном направлении: Ро =
= 8020,94-1404,7=9425,6 кН; то же, в продольном Ро = 8304,54-1404,7=
=9709,2 кН
Уточняем расчетное сопротивление сваи прн расчете в поперечном направ-
лении, учитывая коэффициент уС1 = 1,15 по табл. 7.4 в соответствии с плоски-
ми схемами на рнс. 7.69 и 7.70, заранее предполагая, что v<0,l, Р/«1,15- 725,8—
—50,7=784 кН.
Приближенно устанавливаем правильность выбранных схем нз условия
(7.166), определяя Nmai в поперечном направлении по формуле, аналогичной
(7.174), как и для фундамента с вертикальными сваями.
Для схемы I:
7х° = (3• 3,57524-2 -2,97524-2• 2,37524-2• 1,77524-2 • 1,1752) 24-23 • 0,0466 = 153,84 м2;
tfmax~9425,6/23+0,5-7,15-14628/153,84=749,7<784 кН.
Недогрузка (784—749,7) 100/784=4,4%.
Для схемы II:
Jx° = (3-3,57524-2-2,8624-2-2,14524-2-1,4324-2-0,7152) 24-24-0,0466= 139,15 м2;
^«=9425,6/244-0,5-7,15-14628/139,15=768,5< 784 кН,
296
Для схемы I в продольном направлении:
7/= 12 • 0,752+8 • 0,6752+23 • 0,0466= 11,47 м2.
Nm,K “9709,2/23+0,5 1,5- 3304,2/11,47= 638,19< 676,1 кН.
Предварительно обе схемы по условию (7.166) проходят.
Di(I) 12 22 22 1 222221 12 22 22 2 22 2 22 1
Рис. 7.69. Схема I к примеру проекти-
рования фундамента с наклонными
сваями:
а — план свай на уровне подошвы роствер-
ка; б — плоская схема прн расчете вдоль
осн моста; в — то же, поперек осн моста
Рис. 7.70. Схема II к примеру
проектирования фундамента с на-
клонными сваямн:
а — план свай; б — плоская схема
прн расчете вдоль оси моста; в — то
же, поперек осн моста
Расчет фундамента для обеих схем в поперечном и продольном направле-
ниях выполняем на ЭВМ, по программе в приложении 12. Результаты опреде-
ления перемещений ростверка, усилий и моментов в сваях показаны в табл.
7.15 н 7.16.
Проверяем выполнение условия (7.166) для схемы 1:
поперек оси моста: v=37,34/777,24=0,05 <0,1; Мпаг=* 777,24 <784 кН;
недогрузка (784—777,24) 100/784 = 0,86%;
вдоль оси лоста.\ЛГтаХ=603,46<675,1 кН;
недогрузка — 10,6 % -
Проверяем выполнение условия (7.166) для схемы II поперек оси моста:
ArfliaTs=s78o,39>784 кН; перегрузка 0,17%, что допустимо.
Вдоль оси моста сван по этой схеме значительно недогружены,
297
Таблица 7.15
Перемещения Поперек оси моста Вдоль оси моста
схема I схема II схема I схема II
И, М ©» рад S, м 0,0070870 0,0004260 0,0032368 0,0067801 0,0004994 0,0031003 0,0026702 0,0013983 0,0033232 0,0027432 0,0012223 0,0031834
Таблица 7.16
Номера свай иа плоской схеме Схема I Схема II
кН кН-м Qi3. кН Nit кН Mfi, кН-м <2(в, кн
Поперек оси моста
1 777,24 25,51 10,2 785,39 22,01 9,08
2 732,08 27,44 10,9 742,60 23,97 9,80
3 667,14 27,86 11,05 651,86 24,55 10,01
4 587,96 31,71 12,45 581,12 28,32 11,38
5 602,20 28,27 11,20 561,11 25,13 10,22
6 512,37 31,71 12,45 489,47 28,32 11,38
7 415,36 31,71 12,45 397,82 28,32 11,38
8 318,34 31,71 12,45 306,18 28,32 11,38
9 220,32 33,52 13,11 226,70 30,16 12,05
10 252,75 31,71 12,45 214,53 28,32 11,38
11 155,38 33,11 12,96 135,95 29,58 11,84
12 90,44 32,70 12,81 45,21 29,00 11,62
13 37,34 32,86 12,87 —5,20 29,05 11,64
Вдоль оси моста
1 603,46 —18,89 —3,82 570,23 —14,39 —2,57
2 547,55 —15,19 —2,48 526,12 —10,91 —1,31
3 426,43 —15,19 —2,48 408,49 —10,91 —1,31
4 305,31 —15,10 —2,48 290,86 —10,91 —1,31
5 241,00 —13,50 —1,86 238,70 -9,23 —0,69
Из сопоставления усилий в сваях иа обеих схемах видно, что неравномер-
ная расстановка свай в поперечном направлении иа схеме I дала возможность
иа одну сваю уменьшить их число по сравнению со схемой II, иа которой сваи
размещены равномерно. Окончательно принимаем размещение свай по схеме I.
Армирование н марку сваи подбираем по усилиям н моментам от нагрузок
поперечного направления.
Анализ с использованием выражения (7.55) показал, что изгибающие мо-
менты в сваях в сечениях ниже подошвы ростверка меньше, чем иа уровне по-
дошвы. Принимаем нарку сваи СМ 15—35Т4, имеющую минимальное армирова-
ние (4032) для сваи такой длины, определяемое расчетом ствола иа монтаж-
ные нагрузки. Расчетная длина сваи иа продольный изгиб Zi*=0,5-5,3«»2,9 м
в два раза меньше, чем у фундамента с одними вертикальными сваями. Ис-
пользуя вычисленные по выражению (7.15) значения п для свай с Nmitr, Wmtn
и соответствующие значения продольных сил в них Ni9 н моментов Mi3,
298
ЛЬзв, цо графикам иа рис. 7.41 устанавливаем, что при принятом армировании
услови^ прочности и трещииостойкости материала ствола свай от действия экс-
плуатационных нагрузок удовлетворяются с большим запасом.
Расстояния между концами крайних наклонных свай в поперечном направ-
лении ау =12,76 м, а в продольном Ьу = 5,50 м. Так как эти размеры больше
размеров. подошвы условного фундамента с вертикальными сваями в примере
7.1, то условия (3.8) и (3.9) для фуидамента с наклонными сваями не проверя-
ем, поскольку они удовлетворены для фундамента с вертикальными сваями.
Определяем смещение верха опоры вдоль оси моста: и9=0,0026702+
+0,0013983-13,4=0,0214 м=2,14 см и поперек оси: н8“0,0070870+0,0004260Х
Х13,4=0,0128 м=1,28 см.
Они меньше допустимого значения. В табл. 7.17 приведены показатели фуи-
дамента с вертикальными и наклонными сваями по результатам выполненного
в примерах t.l и 7.2 проектирования.
Таблица 7.17
Фундамент Число свай Объем, м3 Расход стали на сваи, т Расход стали на ростверк, т Смещение верха опоры, см
рост- верка подвод- ного бе- тона свай вдоль моста попе- рек моста
С вертикаль- ными сваями 24 39,36 29,24 44,64 15,18 0,384 2,7 3
С наклонны- ми сваями 23 30,72 23,52 42,78 9,52 0,300 2,14 1,28
Разница по- казателей 1 8,64 5,72 1,86 5,66 0,084 0,56 1,72
Использование наклонных свай дало возможность уменьшить размеры рост-
верка, тампонажной подушки, сократить одну сваю и значительно понизить
расход стали иа армирование свай за счет существенного снижения изгибаю-
щих моментов в сваях. Также уменьшились перемещения верха опоры особенно
в поперечном направлении.
ГЛАВА 8
ПОСТРОЙКА СВАЙНЫХ И СТОЛБЧАТЫХ
ФУНДАМЕНТОВ
м
8.1. Погружение сввй путем забивки
Основное оборудование и его выбор. Сваи забивают молотами,
используя копры или краны и направляющие каркасы. Для паро-
воздушных молотов необходимо также силовое оборудование в виде
компрессоров или паровых котлов.
Молоты. Конструкции молотов для забивки свай и принципы
их работы детально рассматриваются в курсе дорожных и строи-
тельных машин. Основные характеристики молотов приведены в
приложении 13. Там же указана примерная длина погружаемых
свай тем или иным молотом.
Простейшим типом является подвесной молот, который пред-
ставляет собой металлическую отливку массой от 0,25 до 4,0 т.
Молот имеет направляющие, которыми он скользит по стрелам коп-
ра. Поднимается молот лебедкой, установленной на копре или кра-
не. Высота подъема подвесных молотов составляет 1,5...3,0 м. Число
ударов молота 10... 18 в 1 мин. Подвесные молоты просты по конст-
рукции, но производительность их невысока.
Паровоздушные молоты одиночного действия имеют большую
производительность, чем подвесные. В отечественном строительстве
распространены молоты, у которых ударной частью является ци-
линдр. В молотах одиночного действия энергия сжатого воздуха
или пара расходуется только на подъем цилиндра. Цилиндр падает
под действием собственного веса.
В паровоздушных молотах двойного действия сжатый воздух
или пар используется не только для подъема ударной части (порш-
ня) , но и создает дополнительное давление на нее при падении.
Молоты двойного действия могут работать без специальных на-
правляющих устройств, так как в нижней части имеют захваты,
которыми крепятся к голове сваи. Благодаря герметичности они
используются для работы и под водой. Изготовлявшиеся до послед-
него времени типы молотов двойного действия имеют небольшую
массу и энергию удара, поэтому их применяют для забивки только
легких свай и шпунта.
Паровоздушными молотами одиночного и двойного действия
можно забивать сваи с наклоном до 1:1.
300
Для забивки свай широко используют дизель-молоты. По конст-
рукции различают штанговые и трубчатые дизель-молоты. В штан-
говом\молоте ударной частью является массивный цилиндр, а в
трубчатом — массивный поршень. Дизельные молоты работают по
принципу двухтактного дизельного двигателя. Большое преимуще-
ство дивель-молотов по сравнению с паровоздушными состоит в
в том, что для их работы ие нужны компрессоры и паровые котлы,
что значительно упрощает и удешевляет работы.
Дизельными трубчатыми молотами можно забивать сваи с на-
клоном до 1:3, а штанговыми — с наклоном до 1:4.
Тип мсугота для забивки свай длиной до 25 м выбирают по энер-
гии его уд|ра. Необходимую для погружения сваи энергию удара в
зависимости от сопротивления грунта приближенно определяют по
эмпирической формуле
Э=1,75аРг, (8.1)
где Э — энергия удара молота, Дж; а—коэффициент, равный
25 Дж/кН; Р*—расчетное сопротивление сваи по грунту, кН, опре-
деляемое по Данным § 7.3.
Выбранный тип молота проверяют по коэффициенту применимо-
сти k» для свай данного веса
: (8.2)
где Qa—полный вес молота, кН; ge'— вес сваи, подбабка и наго-
ловника, кН; Эач— энергия удара принятого молота, кДж.
При определении Эп (см. § 7.3) фактическую высоту падения
ударной части молота Н на стадии окончания забивки свай прини-
мают для трубчатых дизель-молотов И=2,8 м, а для штанговых —
Н=2 и 2,2 м, соответственно при массе ударных частей 1,8 и 2,5 т.
Максимальные значения &'9тах в зависимости от материала
свай указаны в табл. 8.1.
Таблица 8.1
Тип молота Дерево Сталь Железобетон
Двойного действия и трубчатый ди* 5,0 5,5 6,0
зель-молот Одиночного действия и штанговый ди- 3,5 4,0 5,0
зель-молот Подвесной молот 2,0 2,5 3,0
При забивке стального шпунта и свай из двутавровых балок, а
также при подмыве для любых свай значения коэффициента k'tjaatX,
указанные в табл.'8.1, можно увеличить в 1,5...2 раза.
Во время погружения железобетонных свай при неудачно подоб-
ранных типе молота и высоте его падения, неправильной организа-
ции забивки и неблагоприятных грунтовых условиях могут возник-
301
нуть повреждения бетона свай в виде: скола бетона и местных его
растрескиваний в голове сваи; продольных трещин в голове сваи, а
в отдельных случаях и по длине ее ствола; поперечных трещин в
бетоне. /
Деформации первого типа обычно вызваны нецентралшюстью
удара молота или неудовлетворительным состоянием амортизатора
наголовника, что приводит к местной концентрации сжимающих на-
пряжений. /
Деформации второго типа, которые часто завершаются разру-
шением верхней части сваи, вызываются чрезмерными сжимающи-
ми динамическими напряжениями, возникающими при завышенной
высоте падения молота или неправильно подобранной ? массе его
ударной части, а также при встрече конца сваи с какими-либо твер-
дыми включениями в грунте или прослоями более прочных грунтов.
Для предотвращения этих деформаций выбранный по энергии уда-
ра и коэффициенту применимости тип молота и высоту его падения
проверяют на наибольшие динамические сжимающие напряжения,
которые не должны превышать более чем на 50% класс бетона по
прочности иа сжатие. Для определения динамических напряжений
в железобетонных сваях при забивке используют решения, полу-
ченные на основе волновой теории удара. Практическая методика
расчета таких напряжений изложена в пособии к СНиПу по произ-
водству работ при устройстве оснований и фундаментов. Динамиче-
ские напряжения понижают уменьшением высоты падения молота
или заменой нижнего амортизатора наголовника на более упругий.
Поперечные трещины в сваи при забивке могут возникнуть за
счет изгиба при отклонении острия сваи от первоначального поло-
жения, при изменении первоначального положения копровой стре-
лы (например, при выравнивании положения частично забитой сваи
поворотом стрелы), в результате изменения положения базы копра
или краиа и др. Второй причиной появления поперечных трещин
являются динамические растягивающие напряжения, возникающие
при небольшом сопротивлении погружению сваи в грунт (при боль-
ших отказах). Уменьшение этих напряжений также может быть
достигнуто снижением высоты падения молота (уменьшением отка-
зов) и применением менее жестких амортизаторов.
Для свай длиной свыше 25 м с целью предотвращения появле-
ния в них чрезмерных динамических напряжений тип молота и вы-
соту его падения следует устанавливать иа основе решений волно-
вой теории удара, получаемых с использованием специальных прот
грамм на ЭВМ.
Копры. Копром называют специальную конструкцию, предна-
значенную для направления движения сваи и молота в процессе
погружения, а также для подъема сваи и установки ее на место
погружения.
В зависимости от конструкции ходового оборудования базовой
машины различают копры рельсовые н навесные. Выпускают также
302
копровое оборудование для экскаваторов и кранов в виде навесных
и подвесных копровых стрел. Характеристики современных рельсо-
вых копров, применяемых в СССР, указаны в приложении 14, а на-
весных копров и копрового оборудования — в приложении 15.
ИзУрельсовых копров наиболее совершенны универсальные пол-
ноповоротные самоходные копры (рис. 8.1). Такие копры обеспечи-
вают забивку как вертикальных, так и
наклонных свай большой длины. Значи-
тельнышвылет копровой стрелы, возмож-
ность его изменения и полная поворот-
ность коцра позволяют обслуживать при
одном положении рельсовых путей боль-
шую площадь свайного поля.
Имеются полноповоротные копры,
предназначенные только для погружения
вертикальных свай (рис. 8.2). В отличие
от универсальных на таких копрах нель-
зя изменять (вылет копровой стрелы.
Копры На неповоротных тележках
(рис. 8.3) применяют для погружения
вертикальных^ и наклонных свай, распо-
ложенных в плане линейно, на значи-
тельную протяженность. При использо-
вании таких ^сопров на миогорядном
свайном поле приходится более часто де-
лать рихтовку пельсовых путей (на каж-
дый ряд свай), мем при работе поворот-
ных копров. В настоящее время серий-'
ный выпуск рельсовых копров на непово-
ротных тележкахшрекращен.
Копры навесного типа (рнс. 8.4)
устраивают на базе тракторов, автомоби-
лей и экскаваторов. Они обладают боль-
шой маневренностью, позволяя забивать
вертикальные и наклонные сваи. Наи-
большая длина погружаемых свай у этих
копров меньше, чей у универсальных рельсовых, и обычно она ко-
леблется в пределах 8. ..12 м (иногда до 16 м).
Копровые стрелы, навешиваемые на экскаваторы и краиы, обес-
печивают забивку нескольких свай с одной стоянки машины. Ис-
пользуют как навесные (рис. 8.5), так и подвесные стрелы. Подоб-
ные установки также обладают большой маневренностью. При ис-
пользовании навесных стрел в отличие от подвесных не требуется
специальных устройств для опирания иа грунт.
Тип копра определяют после выбора молота в зависимости от
длины погружаемой сваи, направления ее забивки, массы сваи и
массы применяемого молота.
Рис. 8.1. Схема унифициро-
ванной конструкции копров
СП-ЗЗА, СП-69, СП-56 и
СП-55:
1 — базовая ходовая тележка;
2 — поворотная платформа; 3 —
контргруз; 4 — гндроцнлиидр
наклона стрелы; 5 — паралле-
яограммяое шарнирное устрой-
ство; 6 — гндроцнлиидр выдви-
жения стрелы; 7 головка
стрелы; 8 — копровая стрела;
9 — рельсовый путь
303
Полезная высота копра Як должна удовлетворять условию
Н к > / (8.3)
где 1с — монтажная длина сваи; Лк — запас высоты, принимаемый
не менее 0,5 м. I
Если сваи забивают после отрывки котлована или на местности,
покрытой водой, то потребную полезную высоту копра можно
Рис. 8.2. Копер КР-20:
1 — свая; 2 — паровоздушный молот; 3 —
направляющая стрела; 4 — кабина; 5 —
противовес; 6 — подкрановый путь; 7 —
ходовая тележка; 8 — поворотнаи плат-
форма
Рис. 8.3. Копер СП-46
(С-532) :
1 — ходовая тележка; 2 —
выдвижная рама; 3 —
контргруз; 4 гидроци-
линдр наклона; 5 — копро-
вая стрела; 6 — головка
стрёлы; 7 — направляющие;
8 — рельсовый путь
уменьшить на значение глубины котлована или глубины воды. По-
мимо необходимой высоты копер должен иметь грузоподъемность,
достаточную для подъема молота и сваи заданной массы. В против-
ном случае для установки свай под копер приходится применять
краны. При выборе типа копра следует также учитывать направле-
ние погружаемых свай. Для забивки наклонных свай конструкция
копра должна обеспечивать требуемый наклон стрелы.
304
Кф а н ы. Для забивки свай можно использовать передвижные
и стапионариые краны различных систем. Заданное направление по-
гружения сваи обеспечивается специальными направляющими
каркасами (рис. 8.6, а). Размеры стрелы крана должны быть доста-
точны для погружения всех свай заданной длины.
Рис. 8.4. Копер С-860:
1 — экскаватор; 2 — опорная стрела;
3 — поворотная головка стрелы; 4 —
молот; 5 — наголовник; 6 — устрой-
ство для подъема сваи; 7 — копровая
стрела; 8 — направляющие; 9 — контр-
груз
653
Рис. 8.5. Схема конструкции
сменной иавесиой копровой
стрелы на экскаватор:
1 — экскаватор; 2 — рабочий
канат; 3 — крановая стрела;
4 — молот; 5 — навесная коп-
ровая стрела; 6 — телескопи-
ческая распорка
Грузоподъемность крана подбирают по массе сваи или массе мо-
лота в зависимости от того, что больше. В этом случае сначала
опускают в каркас сваю, а затем на нее молот. Если сваи устанав-
ливают вместе с молотом, то грузоподъемность крана должна быть
не менее суммарной массы сваи и молота.
При работе с молотами одиночного действия используют корот-
кие направляющие стрелы, свободно подвешенные к крюку крана и
соединенные с головой сваи, обеспечивающие работу молота.
305
Применяют также вместо направляющих каркасов стрелы,/уста*
навливаемые около забиваемой сваи на расчалках (рис. а.6, б).
Стрела направляет движение молота и сваи; кран в этом случае
обеспечивает установку молота и направляющей стрелы. Такой ме-
тод забивки неудобен тем, что много времени тратится на переста-
новки направляющей стрелы от сваи к свае.
Рис. 8.6. Схема забивки сваб с при-
v. меиеиием кранов:
/ — направляющий каркас; 2 — молот;
3 — погружаемая свая; 4 — свав, заби-
ваемые в первую очередь
Направляющие каркасы. Такие каркасы чаще всего
делают сборно-разборные из универсальных инвентарных металли-
ческих конструкций. Каркас обычно представляет собой две гори-
зонтальные рамы с ячейками в них для свободного перемещения
свай. Расстояние между рамами по высоте принимают */< --- Ve от
длины погружаемой сваи. Рамы соединяют между собой стойками
с раскосами, обеспечивающими пространственную жесткость всему
каркасу, В ячейках по высоте каркаса укладывают направляющие
брусья, облегчающие установку и погружение сваи.
Помимо основного назначения каркас можно использовать как
распорную конструкцию ограждения котлована, а также для уст-
ройства рабочих подмостей над котлованом. Изменением взаимно-
го расположения верхних и нижних ячеек каркаса можно обеспе-
чить погружение как вертикальных, так и наклонных свай.
Направляющие каркасы применяют при крановой бойке иа су-
ше и иа местности, покрытой водой. В последнем случае направля-
ющие каркасы используют и при копровой бойке для обеспечения
точного проектного положения свай—оии выполняют роль шабло-
306
нов.® последнем случае можно применять облегченные плоские
каркасы с ячейками, расположенными в одном уровне.
Организация работ по забивке свай с помощью копров на мест-
ности,\не покрытой водой. При использовании копровых установок
можно\применять различные способы забивки свай.
Забивка свай с поверхности грунта до отрыв-
ки котлована (рис. 8.7, а). В этом случае забивают сваи ниже
поверхности грунта на требуемую глубину с использованием под-
307
бабка, который представляет собой съемную надставку, извлекае-
мую из грунта после забивки сваи. После погружения всех свай
отрывают котлован, устанавливают крепления, ведут водоотлив и
бетонируют ростверк. Прн этом методе не требуются подмости под
копер, что является его большим преимуществом по сравнению с
другими способами. Кроме того, значительно сокращается продол-
жительность водоотлива, так как в процессе забивки /вай его
производить не нужно. Все это снижает стоимость производства
работ.
При погружении свай-оболочек вместо подбабка можно исполь-
зовать удлиненные сваи, концы которых выступают над поверхно-
стью грунта. Железобетонную оболочку удлиняют путем' установки
дополнительной секции, которую удаляют после отрывку котлована
и используют на других фундаментах. Прн использовании металли-
ческой оболочки верхнюю часть ее после отрывки котлована сре-
зают. ?
Поверхность грунта на участке устройства фундамента должна
быть спланирована перед установкой путей для копра. По мере за-
бивки свай пути копра рихтуют. Положение осей путей копра по
отношению к фундаменту нужно выбирать с таким расчетом, чтобы
число рихтовок было минимальным. С этой целью особенно целесо-
образно использовать полноповоротные универсальные копры, ког-
да прн одном положении оси пути можно забить несколько рядов
свай. При этом забивать сваи можно не только вне рельсовой колеи,
но и внутри ее.
Погружение свай с поверхности дна котлов а-
н а. Этот метод отличается от предыдущего тем, что сван забивают
после разработки котлована и в процессе их погружения требуется
вести водоотлив. Копер опускают в котлован или монтируют непо-
средственно в нем. Перемещается он так же, как и в предыдущем
случае.
Размеры котлована должны быть достаточными, чтобы обеспе-
чивать движение копра и забивку всех свай. Для погружения угло-
вых свай размеры котлована приходится увеличивать, что приводит
к возрастанию объемов земляных работ. Вообще этот метод целесо-
образен при значительных размерах котлованов и отсутствии под-
пора подземных вод.
Забивка свай с временных подмостей, установ-
ленных внутри котлована (рис. 8,7, б). На устройство
подмостей требуются дополнительные затраты времени и материа-
лов, что является недостатком этого метода. По мере забивки свай
подмости можно разбирать. При таком методе трудно достичь высо-
кой производительности работы копра.
Забивка свай копром, установленным на пере-
движном мосту (рис. 8.7, в). Передвижной мост можно переме-
щать вдоль котлована по рельсорому пути, уложенному по обе сто-
роны котлована. Копер же может перемещаться в поперечном
308
направлении по рельсовому пути, уложенному на подвижном мосту.
Это дозволяет быстро и точно установить копер над любой точкой
котлована. Подобный способ особенно выгоден при небольшой ши-
рине котлована и значительной его длине.
Передвижной мост, являющийся инвентарным оборудованием
стоящей организации, можно использовать многократно. Этот ме-
тод забивки обеспечивает наиболее высокую производительность
работ по сравнению с остальными. Передвижной мост обычно изго-
товляют из пакетов двутавровых балок. Перемещать мост можно
натяжением троса с помощью лебедок и анкерных блоков, установ-
ленных на поверхности грунта спереди и сзади котлована. Для этого
можно использовать также дополнительную лебедку, установлен-
ную на самом копре. Если копер не самоходный, то для его переме-
щения устанавливают лебедку на подвижном мосту или на самом
копре.
Забивка свай с помощью кранов. В котлован устанавливают с
помощью крана направляющий каркас, собранный предварительно
на бровке. Если масса каркаса превышает грузоподъемность крана,
каркас в котлован можно опускать блоками или его сборку полно-
стью вести в котловане. Затем в угловые ячейки каркаса вставляют
и забивают четыре сваи, к которым крепят каркас. Поле этого
краном в ячейки каркаса вставляют все сваи или их группу. Пере-
ставляя молот с одной сваи на другую, поочередно погружают их
до тех пор, пока головы свай не будут немного выступать над кар-
касом. Дальнейшему погружению свай будет мешать каркас, поэто-
му его разбирают н добивают сваи до проектной отметки. Добивку
можно исключить, если применять удлиненные сваи со съемным
верхним звеном. Способ одновременной установки большой группы
свай с последующей их забивкой исключает ряд вспомогательных
операций, неизбежных при последовательной, поочередной установ-
ке и забивке свай.
Рассмотренный метод можно применять для забивки свай до
разработки котлована. В последнем случае каркас собирают на по-
верхности грунта. Последовательность работ сохраняется так же,
как и в предыдущем случае. После разборки каркаса сваи добива-
ют или применяют удлиненные сваи, верхнюю часть которых уда-
ляют после отрывки котлована.
При использовании навесных копров и экскаваторов (кранов),
оборудованных копровыми стрелами, забивать сван можно как до
отрывки котлована, так и после завершения земляных работ. По-
рядок работ будет такой же, что и при забивке свай копрами.
Использование этих машин вместо копра имеет то преимущество,
что исключается устройство путей для копра и их рихтовка. Сваи
можно забивать при небольшой ширине котлована с его бровки,
вдоль которой перемещается навесной копер или кран, оборудован-
ный выдвижной направляющей стрелой. Использование навесных
копров или экскаваторов с копровыми стрелами по сравнению с
309
рельсовыми копрами в этом случае имеет то преимущество, что не
требуется устанавливать подмости внутри котлована или применять
подвижные мостики.
Кран или экскаватор используют не только для погружения
свай, но и для экскавации грунта с помощью сменного оборудова-
ния, установки креплений, подачи опалубки, арматуры, бетона и
других материалов.
Последовательность забивки свай. Нужно выбрать такую, по-
следовательность, чтобы обеспечить минимум непроизводи-
Рис. 8.8. Последовательность забивки свай
тельных затрат времени на
перемещение путей для коп-
ра, на перемещение копра
или крана, иа изменение на-
клона стрелы копра или
крана, на установку копра
над местом забивки. В этом
отношении удобна рядовая
забивка свай, когда их по-
гружают последовательно
ряд за рядом, начиная с
крайнего и кончая крайним
(рис. 8.8, с). Если в фунда-
менте вертикальные сваи
чередуются с наклонными,
то целесообразнее сначала
забить вертикальные сваи,
а затем, придав стреле копра наклонное положение, погружать на-
клонные. При забивке краном с использованием направляющих
каркасов вертикальные и наклонные сваи можно забивать подряд.
Практикой свайиых работ установлено, что при значительном
числе свай в фундаменте и небольших расстояниях между ними
последовательность их погружения существенно влияет на харак-
тер уплотнения грунта между сваями и иа вид деформации поверх-
ности грунта. При рядовой забивке свай грунт отжимается вперед
по ходу бойки. Грунт уплотняется неравномерно и, кроме того, про-
исходит пучение его поверхности. Профиль выпученного грунта
обычно оказывается односторонне приподнятым. Наибольшее пуче-
ние наблюдается у рядов свай, забиваемых последними.
При забивке свай концентрическими рядами от краев к центру
(рис. 8.8, б) грунт в середине настолько уплотняется, что забивка
последних центральных свай на требуемую глубину становится час-
то невозможной. Во избежание этого при большом числе свай необ-
ходимо забивать сваи от центра к краям (рис. 8.8, в). Может ока-
заться также целесообразным применить секционный порядок
забивки (рис. 8.8, г). В последнем случае вначале забивают не-
сколько рядов свай иа значительном расстоянии друг от друга, а
затем забивают сваи в образовавшиеся ячейки.
310
При малом числе свай, а также в случае значительных расстоя-
ний между их осями t> 5 d последовательность забивки мало влия-
ет на характер деформации грунта между сваями. В этих случаях
ее иужио устанавливать исходя из удобства производства работ.
Забивка свай на местности, покрытой водой. Метод погру-
жения свай споверхиости островка или полуос-
тровка. Его чаще всего используют при небольшой глубине воды
и невысоких скоростях течения, исключающих размыв грунтовых
откосов островка. Порядок работы в этом случае можно принять
такой же, что и при забивке свай на местности, не покрытой водой.
Островок устраивают обычно путем намыва грунта средствами
гидромеханизации. Полуостровок можно устроить путем отсыпки
грунта с берега. Островок используют не только для погружения
свай, но и для выполнения всех остальных работ по устройству
фундамента.
При значительной глубине воды и больших скоростях течения
откосы островка необходимо укреплять, что увеличивает его стои-
мость и усложняет производство работ. В этом случае более целе-
сообразными могут оказаться другие рассматриваемые ниже ме-
тоды.
Забивка свай с п о д м о с т е й. Этот метод обычно исполь-
зуют при глубине воды, не превышающей 6 м. Вокруг фундамента
устраивают временные подмости на деревянных или инвентарных
металлических винтовых сваях. На подмостях укладывают рельсо-
вые пути для передвижного моста, на который устанавливают
копер. При крановой бойке подмости служат для установки на них
крана. Подмости около каждой опоры можно соединить между
собой временным рабочим мостом, устраиваемым параллельно оси
строящегося моста.
Временный мост используют для перемещения материалов, обо-
рудования и рабочих. По нему также перемещается копер или кран
от опоры к опоре. Наличие подмостей обеспечивает возможность по-
гружения свай независимо от колебаний уровня воды н степени вол-
нения акватории.
На рис. 8.9 показан пример организации работ по забивке дн-
зель-молотом железобетонных свай сплошного сечения с временного
моста, устроенного на деревянных сваях. Высокий уровень забивки
свай на данной схеме обусловлен конструкцией свайных опор, у ко-
торых ростверки-насадки расположены выше горизонта вод непо-
средственно под пролетными строениями.
Забивка свай с плавучих установок. Этот метод
целесообразен при значительной глубине воды, а также на тех ре-
ках, где временный мост будет мешать судоходству.
Для забивки свай можно использовать как копры, так н краиы,
размещенные иа специальных плавучих установках.
При забивке свай копер можно установить иа борту судна нли
плашкоута, собранного из универсальных понтонов КС, и жестко
311
закрепить на нем в одном месте (рис. 8.10, а). Копер перемещают
с помощью расчалок и якорей, удерживающих установку на месте.
Подобный способ работ малопроизводителен, поскольку много
времени тратится на перемещение установки от одной сваи к дру-
гой и закрепление ее в процессе забивки. Затруднена и подача свай
Рис. 8.9. Схема забивки
свай с подмостей с по-
мощью подвижного подкоп-
рового мостика:
1 — рельсовый путь; 2 — за-
биваемая свая; 3 — молот; 4 —
копер; 5 — тележка подкопро-
вого мостика; 6 — прогон I
№ 50; t — опоры нз сборных
элементов; 8 — забитые сваи;
9 — сван на тележках; 10 —
лебедки; 11 — подмости; 12 —
подкопровмй мостик; 13 — де-
ревянные сваи d«=20 см
под копер со специального плашкоута, так как этому мешают ранее
забитые сваи.
Ввиду того что копер располагают с одной стороны плашкоута,
может появиться боковая качка, мешающая точной забивке Свай.
Поэтому для забивки тяжелых свай в фундаментах речных опор
применяют обычно передвижные копровые установки, размещенные
иа парных баржах или плашкоутах (рис. 8.10, б). Самоходный ко-
312
пер устанавливают на передвижном поперечном мосту, который, в
свою очередь, может перемещаться вдоль оси барж или плашкоутов.
Расстояние между баржами принимают в зависимости от ширины
фундамента. Плавучую систему нужно надежно закреплять якоря-
ми с установкой на ней лебедок для каждой расчалки.
Наряду с копровыми установками для забивки свай иа местно-
сти, покрытой водой, с успехом применяют плавучие крановые ус-
тановки. При забивке свай краном обязательно нужно применять
Рис. 8.10. Плавучие копровые установки для забивки свай:
1 — универсальный копер; 2 — молот; 3 — свая; 4 — плашкоут из понтонов КС;
5 — противовес; 6 — подвижный мост; 7 — баржа; 8 — рельсы; 9 — ось опоры
направляющие каркасы, которые можно устанавливать с той же
плавучей системы.
Направляющие каркасы обеспечивают высокую точность по-
гружения свай, что особенно важно при производстве работ иа
местности, покрытой водой. Вначале забивают несколько вертикаль-
ных свай, к которым жестко крепят каркас. Использование для
крепления каркаса наклонных свай затрудняет его точную уста-
новку. Поэтому в проекте фундамента следует предусматривать
несколько вертикальных свай (обычно не меиее 4).
Если все сваи фуидамеита запроектированы наклонными, то
для укрепления каркаса забивают специальные маячные сваи, за-
тем в ячейки каркаса устанавливают группу свай или все сваи и
последовательно забивают их. , у
Использовать плавучие средства затруднительно в случаях
большого волнения н значительных колебаний Уровня .воды иа ак-
313
ватории, так как это мешает погружению сваб. В таких условиях
целесообразно применять самоподъемные плавучие платформы, ко-
торые перемещаются наплаву от фундамента к фундаменту, а на
месте работ с помощью специальных опорных стоек, вдавливаемых
в грунт дна водоема, поднимаются над горизонтом вод.
Забивка свай со льда зимой. Этот метод работ возмо-
жен в тех районах, где реки имеют достаточно мощный и устойчи-
вый ледяной покров. По ледяному покрову перемещают копры и
краны, транспортируют сваи, материалы и необходимое оборудо-
вание. При забивке свай с помощью копра целесообразно приме-
нять передвижной мост, рельсовые.пути для которого устанавлива-
ют на льду по обе стороны от фундамента. На месте забивки свай
вырубают проруби.
На местности, покрытой водой, обычно применяют удлиненные
сваи, у которых головы в процессе работ возвышаются над гори-
зонтом воды, или используют подбабки. Верхние концы свай уда-
ляют после водоотлива перед бетонированием ростверка.
8.2. Вибрационный метод погружения свай
и оболочек
, Вибрационный метод погружения свай, оболочек и шпунта в
настоящее время в отечественной практике широко применяют при
строительстве инженерных сооружений.
Выбирая метод погружения висячих свай и свай-оболочек, не-
обходимо учитывать данные, приведенные в § 7.3, о влиянии мето-
да погружения на несущую способность свай.
В глинистых грунтах предпочтительно применять метод забив-
ки, так как вибрационный метод снижает несущую способность
свай и менее производителен по сравнению с первым. В песчаных
грунтах для забивки, свай более целесообразен виброметод, так
как он обеспечивает большую скорость погружения и несколько
увеличивает несущую способность свай по сравнению с методом
забивки.
Тонкостенные железобетонные оболочки d>0,8 м погружают в
нескальные грунты на значительные глубины виброметодом, так
как способ забивки для конструкции таких размеров применять
затруднительно.
Если вибратор установить на голову погружаемой сваи, то
вместе с ней он при работе будет совершать вынужденные колеба-
ния. Под действием колебаний силы трения по боковой поверхно-
сти сваи уменьшаются и при какой-то частоте, когда вынуждающая
сила превысит предельные силы трения, произойдет срыв сваи. Если
вес сваи и вибратора достаточен для преодоления лобового сопро-
тивления грунта, то свая будет погружаться в грунт.
Воздействие вибраций, кроме того, разжижает водонасыщеиные
грунты и значительно снижает их лобовое сопротивление. Груит
314
уподобляется вязкой жидкости, в которую под действием внешних
сил и погружается свая.
Виды вибраторов для погружения шпунта, свай и оболочек. По
виду динамического воздействия на погружаемое тело вибрацион-
ные машины подразделяют на две группы: машины чистого вибра-
ционного действия (вибропогружатели) и вибрационно-ударного
действия (вибромолоты), которые кроме воздействия на погружае-
мый элемент периодическими вынуждающими силами наносят по
нему еще периодические удары.
Вибрационные машины имеют привод от электродвигателей.
Различают низкочастотные вибропогружатели (простейшего типа)
и высокочастотные вибропогружатели (с подрессоренной пригруз-
кой). Технические характеристики современных вибрационных ма-
шин, применяемых в СССР, приведены в приложении 16. Описание
конструкций различных вибрационных машин и принципов их ра-
боты рассматривается в курсе дорожных и строительных ма-
ши I.
Низкочастотные вибропогружатели. Вибропогру-
жатель такого типа обычно состоит из приводного электродвигате-
ля, вибровозбудителя и Наголовника. Вибровозбудитель представля-
ет собой систему горизонтально расположенных парных валов с
дебалансами, вращающихся от электродвигателя в разные стороны
с одинаковой частотой. Все части вибропогружателя соединены
между собой корпусом, а через наголовник — и с погружаемым несу-
щим элементом, в единое целое. При работе такой машины возника-
ет продольная вынуждающая сила, вызывающая колебания всей
системы и погружение несущего элемента в грунт. Положительной
стороной низкочастотных вибропогружателей является простота
конструкции и возможность создания больших вынуждающих сил.
Недостаток этих машин состоит в невозможности раздельного уп-
равления амплитудой вибраций и величиной погружающего давле-
ния.
Электродвигатель в вибропогружателе простейшего типа рабо-
тает в тяжелых условиях, так как он вместе с вибратором соверша-
ет колебания такой же интенсивности, что и погружаемый элемент.
При увеличении частоты колебаний этот недостаток проявляется
особенно сильно. В связи с этим вибропогружатели простейшего ти-
па имеют частоту вибрирования, не превышающую 600 кол/мин.
Низкочастотные вибропогружатели используют для погружения
железобетонных и стальных свай и оболочек.
Высокочастотные вибропогружатели с подрес-
соренной пригрузкой. В вибропогружателях этой конструк-
ции электродвигатель с пригрузочными плитами изолирован от виб-
ратора системой эластичных пружин. При работе груз с электромо-
тором совершает незначительные колебания. Вибропогружатели с
подрессоренной пригрузкой применяют для погружения легких свай
и шпунта.
315
Вибрационно-ударные погружатели. Вибромолоты
применяют для погружения металлического шпунта и свай сплош-
ного сечения.
Выбор типа вибропогружателя. Основными факторами, от кото-
рых зависит скорость и предельная глубина погружения свай и обо-
лочек, являются интенсивность вибраций и значение равнодействую-
щей приложенных к погружаемому элементу внешних статических
сил.
Рнс. 8.11. Графики зависимости скорости погружения свай:
а — от амплитуды вибрации; б — от погружающего давления
Как показывают опыты, погрузить сваи в грунт можно только
тогда, когда амплитуда вибраций А превысит некоторый предел Ло
(рис. 8.11, а). Наличие начальной амплитуды объясняется влияни-
ем упругих свойств грунтового массива. Величина Ло зависит глав-
ным образом от частоты вибраций, свойств грунта, размеров и форм
погружаемых элементов и возрастает с увеличением поперечных
размеров сваи и уменьшается с повышением частоты вибрирования.
Амплитуду колебаний вибросистемы определяют по формуле
А=Мс/т„, (8.4)
где Мс— статический момент дебалансов (массовый) относительно
оси вращения; тл — масса вибратора с наголовником и погружае-
мой сваи или оболочки.
Как указывалось, преодоление сопротивления грунта по боко-
вой поверхности сваи («срыв» сваи) происходит, если частота ви-
брирования будет достаточной для развития вынуждающей силы
Fa, способной преодолеть это сопротивление. Амплитуда вынуждаю-
щей силы FBa будет равна
^’ва=^сш2, (8.5)
где со — угловая скорость вращения дебалансов (частота).
Значение равнодействующей внешних сил, приложенных к свае,
весьма существенно влияет иа скорость и предельную глубину по-
316
гружения (рис. 8.11, б). Свая начинает погружаться тогда, когда
давление на нее, включая и собственный вес, превысит некоторый
предел Со, зависящий от свойств грунтов, размеров сваи и режима
вибраций.
Максимальная скорость погружения сваи достигается при опре-
деленном давлении а», превышение которого снижает скорость по-
гружения.
В соответствии с рассмотренными выше факторами, влияющи-
ми на скорость и глубину погружения свай, разработана практиче-
ская методика выбора типа вибропогружателя и его параметров.
Значение необходимой для погружения несущего элемента вы-
нуждающей силы (ее амплитуды) определяют по формуле
/rM==(l,4Fd-3GB)Ae, (8.6)
где Fa — несущая способность сваи или оболочки, определяемая в
соответствии с § 7.3 для условий их работы в конечной стадии виб-
ропогружения; 6в — вес вибросистемы (вибропогружатель, наго-
ловник и погружаемый элемент); ka — коэффициент снижения со-
противления грунта при вибрациях. Значения k, принимают в за-
висимости от гранулометрического состава песчаных грунтов
средней плотности: гравелистых — 2,6; крупных — 3,2; средней
крупности — 4,9; пылеватых — 5,6; мелких — 6,2. Для водоиасыщен-
ных крупных песков значения ka увеличивают в 1,2 раза; средних —
в 1,3 раза; мелких — в 1,5 раза. Для глинистых грунтов значения
этого коэффициента зависят от показателя текучести /д:
О 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8
1,3 1,4 1,5 1,7 2,0 2,5 3,0 3,3 3,5
Значения Гв* окончательно принимают не менее 1,3 GB при по-
гружении оболочек с извлечением из их внутренней полости грунта
и не менее 2,5 GB при погружении любых несущих элементов без из-
влечения грунта. .
Выбранный по значению FBB вибропогружатель должен также
обеспечивать выполнение условия по амплитуде колебаний
Д>Д0, (8.7)
Где А — амплитуда, устанавливаемая по формуле (8.4); До — мини-
мальная амплитуда, принимаемая по табл. 8.2.
Для оболочек, погружаемых с выемкой грунта из их внутренних
полостей, значения До понижаются в 1,2 раза.
Тип вибропогружателя выбирают также и с учетом производст-
венного опыта в зависимости от вида и размеров погружаемых эле-
ментов и грунтовых условий.
Вибропогружатели ВП-1, ВП-ЗМ применяют для погружения
стального шпунта, железобетонных свай сплошного сечеиия и обо-
лочек диаметром менее 1 м. Тип вибропогружателя для погружения
317
Таблица 8.2
Характеристика прорезаемых грунтов по трудности
вибропогружения
Легкие: водоиасыщеиные пески, супеси, илистые,
мягко- и текучепластичиые пылевато-глинистые
грунты
Средние: влажные пески, супеси, тугопластичиые
пылевато-глинистые грунты
Тяжелые: полутвердые и твердые пылевато-гли-
нистые грунты, маловлажиые гравелистые плотные
пески
До» см, при глубине погружения, м
до 20 свыше 20
0,7 0,9
1,0 1,2
1,4 1,6
оболочек большего диаметра рекомендуется предварительно назна-
чать, используя данные табл. 8.3.
Таблица 8.3
Диаметр оболочек, м Тип вибропогружателя для
мягкопластичных глин и суглин- ков, рыхлых песков тугопластичных глин и суглинков, песков средней плотности
Глубина погружения, м
<15 >15 <15 >15
1,2 1,6 3,0 вп-зм вп-зм ВРП-30/120 ВУ-1,6 ВУ-3 2ХВП-170М ВП-ЗМ ВУ-1,6 ВП-170М ВУ-3 ВХВП-170М 1 вп-зм ВРП-30/120 ВРП-30/120 ВУ-1,6 ВП-170М ВУ-3 2ХВП-170М ВРП-30/120 ВУ-1,6 ВП-170М ВРП-60/200 ВУ-3 2ХВП-170М
Вибропогружатели ВУ-1,6, ВУ-3, ВРП-30/120 и ВРП-60/200 име-
ют в центре проходные отверстия для удаления из внутренних по-
лостей оболочек грунта. В вибропогружателях типа ВРП предус-
мотрена плавная регулировка в автоматическом и ручном режиме
статического момента дебалансов и скорости нх вращения. Это
дает возможность в процессе погружения оболочек в зависимости
от конкретных условий назначать оптимальный режим работы
вибропогружателей. В вибропогружателях ВП-170М и ВУ обеспе-
чивается только ступенчатое изменение скорости вращения деба-
лансов. Вибропогружатели ВП-170М могут работать спаренными
в синхронном режиме.
Организация работ по вибропогружению свай. Организация та-
ких работ сходна с организацией работ при забивке свай молота-
ми. Вибропогружение свай производят с применением копров или
кранов.
318
При использовании копров или кранов, оборудованных копро-
выми стрелами, вибропогружатель перемещается вдоль направля-
ющей стрелы с помощью установленных для этой цели на его кор-
пусе роликов. Если основная стрела ие приспособлена для переме-
щения роликов вибропогружателя, то устраивают еще короткую
2-2
Рис. 8.12. Типы наголовников:
а —. автоматический наголовник АСН-40; / — вибропогружатель; 2 — трос; 3 —. закрытая
пружина; 4 — корпус; 5 — шарнир; 6 — зажимный башмак; 7 — призматическая свая;
б — наголовник для крепления вибропогружателя к оболочке болтами: / — конусиак
обечайка; 2 — кольцо; 3 — плита; 4 — отверстия для крепления болтами наголовника
к оболочке; 5 — отверстия для крепления вибропогружателя к наголовнику
стрелу, которая, в свою очередь, может перемещаться по стреле
копра. При работе с краном, не имеющим направляющих стрел, ис-
пользуют направляющие каркасы, как и при забивке свай молота-
ми двойного действия.
Для обеспечения успешного погружения свай необходимо жест-
кое и центральное соединение сваи с вибропогружателем. Такое
соединение должно обеспечивать также быстрое закрепление виб-
ропогружателя на свае. Этим требованиям отвечает автоматический
наголовник АСН-40, показанный на рис. 8.12, а.
Сооружение фундаментов из оболочек большого диаметра. Прн
сооружении фундаментов из стальных и сборных железобетонных
319
оболочек с d> 1 м выполняют следующие основные виды работ: по-
гружение оболочек на заданную глубину, удаление грунта из оболо-
чек, бурение скважин в основании оболочек, если столбы заделыва-
ют в скалу, бетонирование скважин и внутренних полостей оболо-
чек, устройство ростверка.
Железобетонные и стальные оболочки с открытым нижним кон-
цом, как указывалось, погружают в грунт мощными низкочастот-
ными вибропогружателями. Оболочки большого диаметра погру-
жают посекционно.
Вибропогружатель должен быть жестко связан с оболочкой, для
чего применяют наголовники с болтовым соединением по типу, изо-
браженному на рис. 8.12, б.
Используют также и автоматические безболтовые наголовники,
например, типа НГУ-1,6.
В качестве направляющих устройств чаще всего применяют на-
правляющие каркасы. Направляющие устройства удобно собирать
из инвентарных конструкций. Наиболее эффективны направляющие
каркасы высотой не менее 2...4 м. Они имеют такую же конструк-
цию, как и применяемые при крановой бойке свай.
Направляющий каркас можно изготовить сразу под все оболоч-
ки фундамента (рис. 8.13, а) или же для части оболочек (рис.
8.13, б). Направляющие каркасы, показанные на рис. 8.13, применя-
ли при сооружении фундаментов русловых опор. Причем первый
каркас одновременно использовался и как распорная конструкция
перемычки из металлического шпунта. Второй каркас после погру-
жения трех оболочек одного ряда фундамента переставляли для
погружения оболочек следующего ряда.
На рис.,8.14 показана схема инвентарного каркаса для погруже-
ния железобетонных оболочек d=l,6 м на суше или с поверхности
островка при возведении одно- и двухстолбчатых опор-фундаментов
мостов.
Работа по погружению каждой оболочки складывается из уста-
новки секций в направляющее устройство, установки и крепления
вибропогружателя к оболочке, погружения оболочки на полную
глубину или на высоту одной секции, снятия вибропогружателя и
наращивания очередной секции, удаления грунта из полости обо-
лочки.
Оболочки и вибропогружатели устанавливают кранами. Для по-
гружения оболочек на водотоках краны размещают на плавающих
средствах — парных баржах, парных плашкоутах П-образной и
Н-образной формы. Используют и специальные плавучие краны.
Нижняя часть оболочки может состоять из одной или нескольких
секций. Оболочка может быть собрана также на полную глубину,
что зависит от глубины воды, высоты направляющих устройств и
грузоподъемности крана. Окончательно оболочку погружают на
требуемую глубину с применением съемной секции, верх которой
должен выступать над направляющим каркасом и находиться выше
320
Рис. 8.13. Направляющие каркасы для погружения оболочек:
а металлический каркас под все оболочки в фундаменте; б — каркас, переставляемый
по мере погружения оболочек
11—1513
Вид A
1150 l 4W . 1150
Рис. 8.14. Инвентарный направляющий кар-
кас для возведения одно- и двухстолбчатых
опор-фундаментов из железобетонных оболо-
чек:
1 — шпора; 2 —• пригруз; 3 — свая-оболочка диамет-
ром 1,6 м; 4 —съемный элемент; 5 — регулируемые
направляющие
поверхности воды.
Верхнюю секцию сни-
мают после водоотлива
перед бетонированием
ростверка.
Грунт из полости
оболочки в процессе
погружения удаляют.
При удалении грунта
устраняются силы тре-
ния о внутреннюю по-
верхность оболочки и
значительно снижается
лобовое сопротивление
грунта. Это способст-
вует успешному погру-
жению оболочки на за-
данную глубину.
В начальный пери-
од, когда сопротивле-
ние грунта невелико,
оболочку погружают
обычно без удаления
грунта. Величина пер-
воначального погруже-
ния составляет 3.. .10 м
и зависит от свойств
грунтов, диаметра, мас-
сы оболочки и мощно-
сти вибропогружате-
ля.
Связные грунты в
процессе погружения
оболочки удаляют на
глубину не менее чем
на 1.. .2 м ниже ножа
оболочки. Слабые
грунты нужно удалять
до уровня, при котором
исключается их интен-
сивный наплыв внутрь
оболочки. Обычно этот
'уровень расположен
на 0,5.. .1,0 м выше но-
жа оболочки.
Погружение оболо-
чек большого диаметра,
на значительные глубины в песчаные и крупнообломочные грунты
с песчаным заполнением можно облегчить устройством опережаю-
щей скважины глубиной на 1...2 м ниже ножа оболочки. Устойчи-
вость стенок такой скважины обеспечивается избыточным давле-
нием воды. Для этого уровень воды в оболочке нужно поддержи-
вать на 3,5.. .5,0 м выше горизонта вод. Для облегчения погруже-
ния оболочек на значительную глубину в грунт применяют наруж-
ный и внутренний подмыв грунта (см. § 8.3).
Грунты в зависимости от их вида и состояния внутри оболочек
разрабатывают эрлифтами, гидроэлеваторами (см. § 5.4), желон-
ками и грейферами различных конструкций. Для этого используют
также и установки реактивно-турбинного бурения.
Применение эрлифтов и гидроэлеваторов позволяет вести раз-
работку несвязных грунтов без снятия вибропогружателей типа
ВП. При использовании других средств на время разработки грун-
та эти вибропогружатели с оболочек снимают. Вибропогружатели
типов ВУ и ВРП, имеющие центральные проходные отверстия, да-
ют возможность удалять грунт из оболочек любыми средствами
без демонтажа вибропогружателей, что значительно увеличивает
производительность погружения оболочек.
Погружать оболочки целесообразно по поточной системе, кото-
рая обеспечивает минимальные простои механизмов.
Если проектом предусмотрена заделка столбов в скальное ос-
нование, то после погружения оболочек до скалы и удаления из
них грунта приступают к бурению скважин через внутренние по-
лости оболочек.
Разбуриванием также преодолеваются встречающиеся в грунте
препятствия в виде крупных валунов, затопленных деревьев, про-
слоек скальных пород, мешающие дальнейшему погружению обо-
лочек.
В настоящее время валунно-галечниковые и скальные грунты в
основании оболочек при строительстве мостов в СССР разбурива-
ют вращательным способом турбобурами с шарошечными долотами
и ударно-канатным способом с дроблением указанных грунтов трех-
или четырехперыми долотами, периодически сбрасываемыми на за-
бой с определенной высоты.
Для бурения скважин в основании железобетонных оболочек
диаметром до 1,6 м успешно применяют установки из одиночных
турбобуров моделей Т12РТУ, Т12МЗБ-9, Т12МЗБ-240 с реконструи-
рованными шарошечными долотами диаметром до 1250 м. Имеются
предложения по использованию специальных долот с механизмом
разведения шарошек, что позволяет бурить скважины в скале диа-
метром, равным или большим диаметра оболочек.
Для разбуривания оснований оболочек диаметром до 3 м исполь-
зуют реактивно-турбинные агрегаты РТБ-2600, состоящие из трех
турбобуров. При бурении скважин турбобурами разбуренную поро-
ду удаляют эрлифтами в процессе бурения.
И* 323
Ударно-контактный способ бурения применяют при небольшом
объеме работ. При работе на акваториях используют обычно неса-
Рис. 8.15. Бетоиолитиая труба:
/ — труба; 2 — подмывные трубки;
3 — центрирующий фонарь; 4 — виб-
ратор; 5 — воронка
моходный станок УКС-ЗОМ, разме-
щая его на подмостях, а при работе
с поверхности грунта самоходные
станки БС-1М и БС-2. Для бурения
скважин d^l м станки усиливают
и оснащают специальными доло-
тами.
После установки арматурного
каркаса скважины и оболочки за-
полняют бетоном. При отсутствии
воды в них применяют свободный
сброс бетонной смеси или ее подают
через бетонолитные трубы. При на-
личии воды в полостях скважии и
оболочек чаще всего бетонирование
ведут методом ВПТ (см. § 5.4). Ис-
пользуют литые подвижные бетон-
ные смеси (с осадкой конуса 18...
20 см), укладываемые без виброуп-
лотнения с помощью бетонолитной
трубы, оснащенной
лишь в верхней части для обеспече-
ния движения смеси по трубе (рис.
8.15), или малоподвижные смеси
(с осадкой конуса 8...12 см), укла-
дываемые с виброуплотнением.
В этом случае бетонолитную трубу
оснащают вибраторами, установлен-
ными в ее нижней части. При раз-
буривании скважин в скальных
грунтах турбобурами и удалении
шлама эрлифтами специальной про-
мывки скважины перед бетонирова-
нием
этом
части
вибратором
обычно ие требуется. Если в
возникает необходимость, то к
присоединяют подмывные тру-
бетонолитной трубе в нижней
бы (рис. 8.15).
па рис. 8.16 хв качестве примера показана схема организации
работ по возведению фундамента и опоры моста из оболочек боль-
шого диаметра с плавучих средств. Схемой предусмотрено изготов-
ление оболочек непосредственно на планшкоуте, с которого их по-
гружают.
Часто сваи-оболочки изготовляют иа берегу, а затем транспор-
тируют плавучими средствами к месту погружения.
показана схема организации
324
8.3. Применение подмыве для облегчения погружения
свей и оболочек
Подмыв грунта облегчает погружение свай и оболочек на значи-
тельные глубины. Этот способ можно применять при забивке свай
молотами, вибропогружении свай и оболочек, завинчивании свай.
Подмыв преимущественно используют в случае погружения свай и
оболочек в песчаные грунты. В связных грунтах подмыв менее эф-
фективен.
Схема подмыва грунта показана на рис. 8.17, а. К острию сваи
или подошве открытой оболочки под значительным напором подво-
дят одну или несколько водяных струй. В результате размыва грун-
та лобовое сопротивление его снижается. Кроме того, сильный поток
воды, поднимаясь вдоль ствола на поверхность, размывает грунт
вокруг свай и взвешивает его частицы. Вследствие этого уменьша-
ется сопротивление грунта по боковой поверхности погружаемого
элемента.
Так как подмыв разрушает грунт под подошвой и частично во-
круг боковой поверхности свай и оболочек, то во избежание значи-
тельного снижения их несущей способности при опирании иа ие-
скальные грунты на последних метрах погружение нужно вести без
подмыва.
Для погружения свай применяют способ как центрального под-
мыва, при котором насадка подмывной трубки выходит из централь-
ного отверстия в наконечнике сваи (рис. 8.17, а, в), так и боковой
подмыв, при котором подмывные трубки располагают снаружи
вдоль боковой поверхности сваи (рис. 8.17, б).
При вибропогружении железобетонных оболочек с открытыми
концами подмыв грунта можно вести с помощью установленной
внутри оболочки центральной подмывной трубки, наконечник ко-
торой опускается несколько ниже ножа оболочки (внутренний
подмыв) или с помощью подмывных трубок, установленных с на-
ружной стороны оболочки (наружный подмыв), как показано иа
рис. 8.17, г.
Внутренний диаметр подмывных труб назначают в пределах
37...131 мм в зависимости от глубины погружения свай, их попе-
речных размеров и характера грунтов. Для подмыва связных грун-
тов в наконечнике цодмывиой трубки (насадке) делают одио
центральное отверстие (рис. 8.17, б), а если необходимо увеличить
зону размыва песчаных грунтов, помимо центрального отверстия
предусматривают несколько боковых диаметром 6... 10 мм, оси ко-
торых направлены к вертикали под углом ЗО...450 (рис. 8.17, е).
Необходимые величины напора и расхода воды для подмыва
грунта при погружении свай, полученные по данным практики,
приведены в табл. 8.4.
Следует отметить, что подмыв является дорогим мероприятием,
так как для обеспечения работы водяных насосов требуется зна-
325
Рис. 8.16. Схема организации работ по возведению фундамента и опоры из
оболочек большого диаметра на местности, покрытой водой:
/ — установка второй секции на первую, подвешенную к плашкоуту; // — внбропогру-
женне секций; /// — удаление грунта, наращивание третьей секции и внбропогружение;
/V — удаление грунта до ножа оболочки; V — подводное бетонирование методом ВПТ;
VI — бетонирование верхней части оболочки насухо; VII — сооружение тела опоры;
VIII — удаление ограждения и возведение опоры до проектной отметки; 1 — плашкоут;
2 — компрессорная; 3 — насосная; 4 — электростанция; 5 — котельная; 6 — забетони-
рованная оболочка; 7 — направляющий каркас; 8 — плавучий бетонный завод; 9 — виб-
ропогружатель; 10 — портальный кран грузоподъемностью 2X30 т; 11 — гусеничный кран
Q=15 т; /2- — эрлифт; 13 — подмывная трубка
чительный расход электроэнергии. При погружении оболочек с от-
крытым концом его используют, когда другие мероприятия по
облегчению их погружения (применение более мощных погружаю-
щих механизмов, устройство опережающих скважин) оказываются
недостаточно эффективными.
Рис. 8.17. Схема установки подмывиых трубок:
1 — свая или оболочка; 2 — молот или вибропогружатель; 3 — подмывная трубка; 4 -*
хомут
8.4. Устройство фундаментов из буронабивных
свай и столбов
Основные типы буронабивных свай и столбов, применяемые в
отечественном транспортном строительстве, способы их устройства
И используемое при этом оборудование рассмотрены в § 7.2. Об-
щая организация работ по устройству фундаментов с применением
327
Таблица 8.4
Грунты Глубина по- гружения свай, м Необходи- мый напор у острия свай, МПа Диаметр свай, см
до 30 35... 50 60 ... 80
Расход воды на св( мо, дм3/с
Мелкозернистые пески, До 8 0,4 ... 0,6 7... 12 12... 17 17... 20
супеси или илистые пес- 8 ... 10 0,6 ...1,0 15... 20 15 ...20 20... 25
ки, мягкие глииы 15 ...25 0,8... 1,2 20... 25 25... 33
25... 35 1,0 ... 1,5 25... 33 33... 42
35 и более 1.5... 2,0 33... 50 42... 58
Слежавшиеся пески и До 8 0,8... 1,0 15 ...20 17...25 20... 25
супеси, пески с при- 8 ... 10 . 1,0 ...1,2 20... 27 23... 30 25... 33
месью гравия и гальки, 15 ...25 1,0 ...1,5 30... 37 33... 42
суглинки и глины сред- 25... 35 1,5 ...2,0 33... 50 42... 58
ией платности 35 и более 2,0... 2,5 50... 67 58... 83
Примечание. Расход воды иа 1 сваю принят при действии двух под-
мывных труб ds=5O мм.
таких несущих элементов сходна с организацией работ по забивке
и вибропогружению свай и оболочек.
Наиболее удобно устраивать буронабивные несущие элементы
в фундаментах опор мостов с поверхности грунта до отрывки кот-
лована под ростверк. На местности, покрытой водой, работы ведут
с поверхности островков, как и при погружении опускных колод-
цев (см. § 9.1). Размеры островка должны быть достаточными для
размещения буровой установки и обеспечения ее перемещения ко
всем несущим элементам фундамента. Кроме того, на островке
размещают оборудование для бетонирования скважин, приготовле-
ния, подачи и очистки глинистого раствора (если предусмотрено
крепление стеи скважины и уширения глинистым раствором) и др.
При креплении стен скважин и уширений глинистым раствором или
избыточным давлением воды в верхней части скважины устанавли-
вают трубчатый патрубок верх которого располагают на уровне по-
верхности грунта при использовании глинистого раствора или на
0,5...0,7 м выше требуемого для создания избыточного давления
уровня воды. Нижний конец патрубка заглубляют в грунт не менее
чем на 2 м в первом случае и на 3 м — во втором.
Скважину заполняют литым бетоном по методу ВПТ до уровня,
превышающего расчетный на значение высоты столба бетона пони-
женной плотности и могущего содержать примеси грунта, образую-
щегося при подводном бетонировании в результате контакта первых
порций бетона с водой или раствором, которые затем в процессе
бетонирования поднимаются вверх. Этот бетой перед бетонировани-
ем ростверка срубают, обнажая стержни арматурного каркаса для
их последующей заделки в ростверк. После заполнения бетоном
всех скважин и его твердения устраивают ограждение котлована
328
(чаще всего шпунтовое), разрабатывают грунт, производят водоот-
лив и бетонируют ростверк.
Когда работы ведут на акватории с подмостей или плавучих
средств, в пределах глубины воды устанавливают патрубки из
стальных труб или железобетонных оболочек, через которые бурят
скважины и заполняют их бетоном. В этом случае йижиие концы
патрубков заглубляют не менее чем на 3 м ниже уровня размыва
дна. Для погружения и фиксирования положения патрубков уста-
навливают направляющие каркасы. Патрубки остаются в составе
несущих элементов фундамента. Их выступающие верхние части
перед бетонированием ростверка удаляют.
8.5. Сооружение ростверков
Сооружение низких ростверков. Для этой цели можно приме-
нять способы возведения фундаментов на естественном основании,
рассмотренные в гл. 4 и 5.
Если работы ведут с поверхности грунта или островка, то для
крепления стен котлована в зависимости от положения уровня под-
земных или поверхностных вод и принятого способа осушения ис-
пользуют один из типов креплений, рассмотренных в § 4.2.
Для осушения котлована применяют открытый водоотлив или
глубинное водопонижение. Сваи и оболочки можно погружать до
разработки котлована и водоотлива или после выполнения земля-
ных работ и осушения котлована.
При близком залегании уровня подземных вод от поверхности,
большом подпоре вод и значительной водопроницаемости грунтов
ниже дна котлована, когда шпунт не доходит до водоупора, целе-
сообразна подводная разработка грунта и укладка слоя подводно-
го бетона, который дает возможность после его твердения провести
водоотлив и насухо забетонировать ростверк и нижнюю часть тела
опоры.
Для сооружения низких ростверков на водотоках устраивают
перемычки (см. § 5.2). На рис. 8.18 показана последовательность
выполнения работ с устройством однорядной перемычки из метал-
лического шпунта. Распорными конструкциями могут служить на-
правляющие каркасы, предназначенные для погружения свай и
оболочек. Если сваи и оболочки погружают копром без направля-
ющих каркасов или применяют съемные направляющие для погру-
жения части свай, то устраивают специальные распорные рамы в
один или несколько ярусов, которые устанавливают по мере пони-
жения уровня воды при водоотливе.
Сооружение высоких ростверков. Высокие ростверки сооружают
такими же методами, что и низкие, когда работы по погружению
свай или оболочек ведут с поверхности грунта или островка. Высо-
кие ростверки на местности, покрытой водой, можно сооружать
одним из рассматриваемых ниже основных методов.
329
Рис. 8.18. Последовательность сооружения низкого ростверка в металлическом
шпунтовом ограждении:
/ — установка каркаса и его закрепление; II — погружение свай; III — забнвка шпунта;
IV — разработка котлована до проектной отметки н заполнение оболочек бетоном; V —
укладка подводного бетона, водоотлив, удаление верхних концов оболочек; VI — бето-
нирование ростверка и опоры; VII — удаление шпунта; / — каркас; 2 — кружальная
обвязка; 3 — маячная свая; 4 — свая; 5 — шпунт металлический; 6 — подводный бетон
Рис. 8.19. Последовательность сооружения ростверка с использованием бездон-
ного ящика:
I — разработка грунта и погружение свай; II — установка бездонного ящика; III — ук-
ладка подводного бетона и заполнение оболочек бетоном; IV — водоотлив, бетонирование
ростверка и тела опоры; V — разборка и удаление бездонного ящика; VI «— устройство
песчаной подсыпки и укладка подводного бетона при значительной глубине воды
1-1
2-2
Щит
1500 1500 ,
>'-------’--------
Рис, 8.20. Сборный ящик-каркас для погружении свай и устройства рост-
верка
Сооружение ростверков с помощью бездонных
ящиков. Бездонные ящики для сооружения высоких ростверков
применяют при глубине воды, не превышающей 6 м, когда подош-
ва ростверка может опереться на слой подводного бетона, уложен-
ный непосредственно на дно водоема или несколько заглубленный
в грунт (рнс. 8.19). Прн большой глубине воды пространство меж-
ду подошвой слоя подводного бетона н поверхностью дна засыпа-
ют песком. Бездонные ящики могут изготовляться деревянными
(см. § 5.3), металлическими или из понтонов КС с металлическим
ножом в нижней части. Массу монтажных элементов ящика мож-
но уменьшить путем раздельного опускания вначале каркаса, а
затем заполнения стен.
После водоотлива перед бетонированием ростверка необходимо
принять меры по устранению фильтрации воды через возможные
неплотности ограждения и дефектные места в слое подводного бе-
тона. В противном случае, как показывает практика, бетон рост-
верка в процессе твердения может быть поврежден вследствие
вымывания из него цемента фильтрующейся водой.
Сооружение ростверка в металлических шпун-
товых ограждениях. Этот метод широко применяют для со-
оружения как низких, так и высоких ростверков мостовых опор.
Для устройства перемычки из металлического шпунта не тре-
буются краны большой грузоподъемности, так как монтажная
масса элементов невелика, что является преимуществом этого ме-
тода по сравнению с методом бездонных ящиков.
Общая последовательность работ остается такой же, что и при
сооружении низких ростверков. Ввиду меньшего напора воды
здесь упрощается устройство распорной конструкции и можно ис-
пользовать шпунт более легких профилей, чем при постройке низ-
ких ростверков. Для уменьшения притока воды так же, как и в
бездонном ящике, укладывают слой подводного бетона. Когда
ростверк будет расположен значительно выше дна водоема, внут-
ри ограждения устраивают грунтовую подсыпку. Если шпунт за-
глублен до водоупора, то подводное бетонирование вести не тре-
буется.
Ограждения в виде ящиков с водонепрони-
цаемыми стенками и днищами, имеющими отвер-
стия для свай. Эти ограждения применяют обычно при боль-
Рис. 8.21. Последовательность возведения фундамента с высоким ростверком
при использовании ящика-каркаса, устанавливаемого до забивки свай:
/ — плавучая система из двух плашкоутов; II — сборка ящика-каркаса; III — опуска-
ние каркаса и погружение маячных свай; IV — погружение свай фундамента; V — ук-
ладка подводного бетой a; V/ — водоотлив и бетонирование ростверка; VII — бетониро-
вание тела опоры; VIII — снятие боковых щитов ящика; I — подъемные полиспасты;
2 —молот; 3 — гусеничный кран Q-6,6 т; 4 —сваи длиной 4... 8 м d-55,0 см; 5 —
понтон 400 т; 6 — плавучий кран Q«*»25 т; 7 — приемный буикер; 8 — бетоиолитиаи
труба
333
Рис. 8.22. Устройство ростверка с помощью съемного металлического огражде-
ния, устанавливаемого после погружения оболочек:
а — схема металлического съемного ящика; б — установка ограждения иа оболочках и
опоре; 1 — деревянные брусья; 2 — тяжи; 3 — уголки; 4 — металлическая обшивка;
5 — двойной дощатый настил; tf —подводный бетон; 7— опорные балки; S —тяги; Р —
съемные секции оболочек; 10 — домкраты; в — последовательность работ; 1 — установ-
ка ящика иа оболочки краном; II — заделка зазоров между днищем и оболочкой; III —
подводное бетонирование; IV — водоотлив и удаление верхних частей оболочек; V — бе-
тонирование ростверка; VI — бетонирование тела опоры; VII — разборка опалубки тела
опоры м подготовка к съему ограждения; VIII — ограждение снято краном
ших глубинах водоемов. Конструкции ограждений и способы про-
изводства работ могут быть различными.
При установке ограждения до погружения свай внутри него
устраивают каркас, который служит направляющей конструкцией
для свай и одновременно распорной системой для стеи огражде-
ния, воспринимающей давление воды в момент сооружения рост-
верка. Пример конструкции такого ограждения с металлическим
каркасом приведен иа рис. 8.20; последовательность работ показа-
на иа рис. 8.21. Верхняя съемная часть каркаса использовалась иа
других фундаментах. Стенки ограждения состояли из восьми съем-
ных деревометаллических щитов. Деревянное диище имело отвер-
стие для свай. Оно оставалось под слоем подводного бетона, а щи-
ты использовались многократно.
Ограждения больших размеров можно делать плавающими.
Съемные ограждения для устройства ростверков можно устанав-
ливать и после погружения свай или оболочек. На рис. 8.22, а и б
изображено съемное металлическое ограждение, которое применя-
лось иа стррительстве моста через Волгу у Саратова. В иижией час-
ти ограждения перед его опусканием иа оболочки устраивали
деревянное диище с двумя отверстиями для оболочек. Ограждение
с днищем устанавливали иа погруженные ранее оболочки плавучим
краном. Общая последовательность работ изображена иа рис.
8.22, в. Перемычку от подводного бетона отрывали с помощью двух
гидравлических домкратов.
В строительной практике помимо основных методов, рассмотрен-
ных выше, используют и другие приемы сооружения ростверков.
ГЛАВА 9
МАССИВНЫЕ ФУНДАМЕНТЫ ГЛУБОКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ
К массивным фундаментам глубокого заложения относят опуск-
ные колодцы и кессоны. При возведении таких фундаментов в от-
личие от фундаментов мелкого заложения не требуется предвари-
тельно устраивать котлованы и крепить их стены. В процессе про-
изводства работ давление грунта воспринимается боковыми поверх-
ностями стен самих опускных колодцев и кессонов.
Подобные фундаменты сооружают опускным методом. Колодец
или кессон погружается в грунт под действием собственного веса
в результате разработки грунта на уровне его ножевой части. По
мере погружения наращивают стены опускаемых конструкций.
Поскольку погружению в грунт колодцев и кессонов препятст-
вуют направленные вверх силы трения, действующие по боковым
поверхностям их стен, вес таких конструкций должен быть доста-
точным для преодоления этих сил.
Преодоление или снижение сил трения в строительный период
является основной задачей, от решения которой зависит успех по-
гружения колодца или кессона на заданную глубину и их эконо-
мичность.
С другой стороны, при опирании фундаментов на нескальные
грунты силы трения учитывают в расчетах: в эксплуатационных
условиях они играют положительную роль, так как воспринимают
часть вертикальных нагрузок, действующих на фундаменты.
Применяемые в мостостроении массивные фундаменты глубо-
кого заложения опускных систем благодаря значительным разме-
рам поперечных сечений способны воспринимать большие сосредо-
точенные вертикальные нагрузки. Они обладают также малой де-
формативностью в поперечном направлении. Для возведения таких
фундаментов не требуется специальных погружающих механизмов,
как для свайных и столбчатых фундаментов.
К массивным фундаментам глубокого заложения можно также
отнести фундаменты, сооружаемые способом «стена в грунте». По
характеру работы в грунте на эксплуатационные нагрузки и по
объемам расходуемого бетона или железобетона, такие фундамен-
ты близки к опускным колодцам и кессонам, хотя метод их возве-
дения существенно отличается от опускного метода.
336
9.1. Опускные колодцы
Сущность метода опускных колодцев и область их применения.
Опускной колодец представляет собой оболочку, которая погружа-
ется в грунт под действием собственного веса в результате разра-
ботки грунта у ее ножевой части. В процессе опускания наращива-
ют стенки колодца (рис. 9.1). После достижения проектной глуби-
Прочный грунт
Рис. 9.1. Сооружение фундамента методом опускного колодца:
1 — иож (консоль); 2 — подводный бетой заполнения; 3 — пазы; 4 — стенки колодца;
5 — тело опоры; 6 — распределительная железобетонная плнта; 7 — бетон заполнения,
укладываемый насухо
ны пространство внутри колодца полностью или частично запол-
няют бетоном. Поэтому в конечной стадии оболочка становится
составной частью массивного или пустотелого фундамента глубо-
кого заложения (см. рис. В.З и рис. 9.1 справа). Опускные колодцы
применяют в таких геологических условиях, когда грунты, обла-
дающие достаточной несущей способностью, залегают на значи-
тельной глубине.
В современном мостостроении массивные опускные колодцы
стали применять реже, чем свайные и столбчатые фундаменты глу-
бокого заложения. Однако в определенных условиях, например
при большой глубине залегания прочного слоя грунта, значитель-
ной глубине воды, отсутствии мощных средств для принудительного
погружения свай и сборных тонкостенных оболочек большого диа-
337
метра, опускные колодцы могут оказаться выгоднее в экономиче-
ском и техническом отношениях, чем свайные и столбчатые фунда-
менты. В мостостроении известны случаи погружения колодцев в
грунт на глубину до 70 м. Вопрос о целесообразности применения
опускных колодцев должен решаться путем сопоставления их тех-
нико-экономических показателей с показателями свайных или
столбчатых фундаментов.
Опускные колодцы затруднительно применять в тех случаях,
когда водонасыщенные грунты, которые должны проходить колод-
цы, содержат крупные препятст-
Ф___________________________ вия в виде валунов, скальных
fQ О О 6) пРослоек> затонувших деревьев,
' которые могут приостановить по-
гружение колодца и вызвать его
перекос. Удалить же названные
препятствия без водоотлива
весьма трудно. Водоотлив же из
колодца может привести к про-
Рис. 9.2. Формы 'опускных колодцев рыву слабых грунтов внутрь ко-
в плане лодца и увеличить его перекос.
Опасно опускать колодцы в
малопрочные грунты по соседству с фундаментами существующих
сооружений из-за возможности появления больших и неравномер-
ных осадок этих фундаментов. В процессе опускания колодца в
этих условиях грунт наплывает внутрь колодца, что и вызывает
указанные деформации.
Большие трудности возникают, когда колодцы приходится опи-
рать на скальные или полускальные грунты, имеющие наклонную
поверхность. На таких грунтах целесообразнее сооружать столбча-
тые фундаменты с заделкой столбов в скалу через пробуренные в
ней скважины, что обеспечивает надежное и простое сопряжение
фундамента со скалой.
Конструкции опускных колодцев. Наиболее распространенным
в настоящее время материалом опускных колодцев является желе-
зобетон. Применяют также бетонные и металлические колодцы.
Последние целесообразны, если колодцы опускают на плаву.
В том случае, когда под сооружением устраивают один опуск-
ной колодец, форма его в плане определяется формой и размерами
надфундаментной части сооружения (рис. 9.2, а — г).
Колодцы опор мостов имеют, в большинстве случаев, вытянутую
форму в плане (рис. 9.2, б—г), что диктуется формами самих
опор. Для больших колодцев целесообразна прямоугольная форма
в плане с закругленными углами (рис. 9.2, г), если по условиям
гидравлической работы не требуется более обтекаемая форма
(рис. 9.2, в). Реже сооружают групповые фундаменты, состоящие
из нескольких круглых массивных опускных колодцев под опоры
мостов, имеющие вытянутую форму в плане (рис. 9.2, д).
338
Применяют также фундаменты из группы круглых сборных же-
лезобетонных колодцев-оболочек с утолщенными стенкамик погру-
жаемых в грунт вдавливанием гидравлическими домкратами, упи-
раемыми в специальные конструкции, так как собственного веса
таких колодцев для их погружения недостаточно.
Наружные поверхности стен колодцев могут быть вертикальны-
ми, наклонными (выше первой секции), с одним уступом (рис. 9.3)
или несколькими уступами по высоте. Колодцы с вертикальными
стенками просты в изготов-
лении и наиболее устойчивы
при опускании. Однако си-
лы трения по боковой по-
верхности колодцев могут-
достигать больших значе-
ний, препятствуя их погру-
жению на значительные глу-
бины в грунт. Поэтому при
глубине ’ погружения более
8...10 м сооружают колод-
цы типов, ^показанных на
рис. 9.3, б и в, по боковым
поверхностям которых раз-
виваются меньшие силы тре-
Рис. 9.3. Колодцы с наружными стенами:
а — вертикальными; б — наклонными; 6 — сту-
пенчатыми
НИЯ.
Следует отметить, что колодцы с наклонными и ступенчатыми
наружными стенками менее устойчивы в грунте. При опускании
таких колодцев возможны перекосы, а также образование в грунте
просадочных воронок значительных размеров.
Силы трения вдоль боковой поверхности колодца можно умень-
шить устройством гладкой поверхности наружных стен, покрытием
стен специальными материалами, путем подмыва и образованием
вокруг стенок колодца тиксотропных рубашек из растворов глини-
стых грунтов, играющих роль смазки. Последний метод наиболее
эффективен.
Способ подмыва применяют преимущественно при устройстве
колодцев в песчаных и супесчаных грунтах. При значительной глу-
бине погружения подмывные трубки располагают по высоте колод-
ца в два-три яруса с тем, чтобы вода подавалась не только к ноже-
вой части колодца (консоли), но и к боковой поверхности стен на
разных уровнях: это увеличивает эффективность подмыва и значи-
тельно снижает силы трения.
Для образования тиксотропной рубашки нижнюю часть наруж-
ной поверхности стен колодца устраивают с одним уступом. В об-
разующуюся при опускании колодца полость. между его стенами и
грунтом нагнетают глинистый раствор (рис. 9.4). Глинистый раст-
вор не только значительно снижает силы трения грунта о боковую
поверхность стен колодца, но и создает вокруг них водонепроницае-
мую оболочку. При таком способе погружения вокруг колодца не
образуется просадочной воронки.
Этот метод можно применять при опускании колодцев вблизи
фундаментов существующих сооружений. Глинистый раствор при-
готовляют из высокоактивных бентонитовых глин, обладающих
тиксотропными свойствами. Можно приме-
нять и местные глины.
После погружения колодца до проект-
ной отметки для восстановления силы тре-
ния по его боковой поверхности глинистый
раствор вытесняют цементным, подаваемым
снизу по трубам. Такая замена растворов
обеспечивает также более надежное защем-
ление колодца в грунте при действии гори-
зонтальных сил и моментов.
Толщину наружных стеи колодцев чаще
всего принимают в пределах 0,7...1,5 м, а
внутренних 0,5...1,0 м. Принятая толщина
стен должна обеспечивать необходимый вес
колодца для преодоления сил трения при
его погружении. Для колодцев, погружае-
мых в тиксотропных рубашках, толщину
стен уменьшают до 0,4.. .0,6 м. Толщину
стен проверяют расчетом на прочность.
В колодцах больших размеров в плане
устраивают внутренние стенки, которыми
колодец делится на отдельные шахты
(ячейки) (см. рис. 9.2). Внутренние стенки
уменьшают свободный пролет наружных
стен, работающих на изгиб, и увеличивают
вес колодца. Наличие внутренних стен так-
же позволяет более точно вести подводную
разработку грунта в шахтах и выправлять
возникающие перекосы.
Размеры шахт должны обеспечивать
разработку и извлечение грунта принятым
способом. При грейферной разработке грунта наименьший размер
шахты должен превосходить размер грейфера минимум на 0,5 м.
Если необходима работа водолазов, поперечные размеры шахты
должны быть не менее 2.. .2,5 м. Шахты располагают симметрично
относительно осей колодца.
В последнее время в мостостроении большие многошахтные ко-
лодцы для экономии бетона сооружают пустотелыми. В таких ко-
лодцах внизу непосредственно по подушке подводного бетона
устраивают распределительную железобетонную плиту для переда-
чу давления на грунт по всей площади подошвы колодца. Вверху
также предусматривают железобетонную плиту для передачи дав-
340
Рис. 9.4. Схема опускно-
го колодца в тиксотроп-
ной рубашке:
1 — уплотнитель; 2 — гли-
няным замок; 3 — тиксо-
тропная рубашка; 4 — инъ-
екционные трубы для пода-
чи глинистого раствора; 5 —
ограждение форшахты; 6 —
стейка колодца
Рис. 9.5. Ножевые части опуск-
ных колодцев:
а — нож колодца заостренной формы
при опускании на большую глубину;
б — иож с горизонтальной площад-
кой
лення от опоры на стены колодца. Когда необходимо увеличить
вес колодца для повышения его устойчивости на опрокидывание,
внутренние полости засыпают песком.
Массивные колодцы, применяемые в мостостроении, в больший*
стве случаев устраивают монолитными. Сборные колодцы с гори-
зонтальным членением на элементы сооружают при небольших
размерах колодцев в плане (длиной до 10 м), погружаемых на ма-
лые глубины в грунт.
В промышленном строительстве сборные колодцы из элементов,
имеющих горизонтальное и вертикальное членение или только вер-
тикальное, применяют в строи-
тельстве подземных помещений
различного назначения и раз-
меров. Вертикальные нагрузки
на стены таких колодцев быва-
ют значительно меньшими, чем
в фундаментах опор мостов.
Форму нижней части на-
ружных стен колодцев — ножа
делают заостренной или с бан-
кеткой (рис. 9.5). Заостренную
форму ножа с металлическим
обрамлением не применяют при
погружении колодца через сла-
бые грунты из-за возможных
его перекосов и при возмож-
ном наличии твердых включе-
ний, при встрече с которыми металлическое обрамление ломается
и препятствует дальнейшему погружению колодца.
Низ внутренних стен для облегчения погружения колодца дол-
жен возвышаться над низом наружных стен не менее чем на 0,5 м.
В нижней части внутренних стен предусматривают проемы для
сообщения между шахтами. Пазы в стенах устраивают для лучшей
связи нижней бетонной подушки со стенами колодца при пустоте-
лых фундаментах, а также для сопряжения потолка камеры кес-
сона со стенами на случай возможного превращения колодца в
кессон. Стены железобетонных колодцев армируют двойной гори-
зонтальной и вертикальной арматурой, сечение которой определя-
ют расчетом.
Расчет опускных колодцев. Расчет опускного колодца состоит из
двух частей. Первая часть включает в себя расчет колодца как
фундамента глубокого заложения на эксплуатационные нагрузки.
Во второй части выполняют его расчет на нагрузки, действующие
в процессе строительства.
Расчет фундамента глубокого заложения на
эксплуатационные нагрузки. В ходе этого расчета уста-
навливают размеры фундамента в плане и глубину его заложения,
341
обеспечивающие нормальную эксплуатацию сооружения. Для опу-
скных колодцев с незаполненными внутренними полостями, кроме
того, проверяют прочность стен на эксплуатационные нагрузки с
учетом дополнительных реактивных давлений грунта, возникающих
от этих нагрузок. Глубина заложения фундамента обычно зависит
от уровня залегания кровли прочного грунта. В однородных грун-
тах, несущая способность которых возрастает с глубиной, отметку
подошвы фундамента определяют расчетом по первому и второму
предельным состояниям.
Минимальные размеры фундамента в плане определяются раз-
мерами надфундаментной части сооружения (опоры) и минималь-
ным значением обрезов, которое принимают 0,02 ...0,04 от полной
глубины опускания колодца, но не менее 40 см.
Расчетом по первому предельному состоянию определяют на-
пряжения в грунте по подошве фундамента и по его боковой по-
верхности от расчетных нагрузок.
Среднее напряжение по подошве фундамента площадью А оп-
ределяют от действия продольной силы в этом сечении
p=N)A. (9.1)
Силу Л' при опирании фундамента на нескальные грунты нахо-
дят с учетом расчетной силы трения грунта Ртр по боковой поверх-
ности фундамента
N=P+G^-~Prf,
где Оф — вес фундамента.
Силу трения приближенно определяют по формуле
^>трж=0,5 f (9.2)
i—l
где fi — расчетное сопротивление грунта сдвигу по боковой поверх-
ности, принимаемое по табл. 7.9, как для забивных свай; Ui — пе-
риметр (по внешнему контуру) поперечного сечения фундамента в
пределах данного слоя грунта толщиной Ц.
В формуле (9.2) коэффициент 0,5 учитывает снижение сил fi
для колодцев по сравнению с забивными сваями.
В случае действия на фундамент горизонтальной силы и момен-
та расчет выполняют с учетом его заделки в грунте. При этом ис-
ходят из той же предпосылки, которая была принята в расчете
свай и столбов на поперечные нагрузки (см. § 7.5). Грунт рассмат-
ривают как тело, упругие свойства которого характеризуются ко-
эффициентом постели, линейно возрастающим по глубине. В рас-
чете при горизонтальном смещении и повороте фундамента под
действием поперечных нагрузок учитывают только возникающие
нормальные составляющие реактивных давлений грунта, действую-
342
щие по подошве фундамента и на его боковые поверхности. Каса*
тельные составляющие реакций грунта по этим поверхностям от
указанных нагрузок в запас прочности не учитывают. Учет каса-
тельных составляющих приводит к небольшому снижению давле-
ний на грунт.
Расчетом фундамента на горизонтальную силу и момент опре-
деляют его перемещения, а также нормальные давления на грунт
под его подошвой и по боковым поверхностям.
Если глубина заложения фундамента удовлетворяет условию
адй^2,5, то его рассчитывают как бесконечно жесткое тело. Если
это условие не удовлетворяется, то фундамент следует рассчиты-
вать с учетом его конечной жесткости методом, рассмотренным
в § 7.5.
Коэффициент деформации фундамента ад определяют по фор-
муле (7.44), в которой необходимо учитывать расчетную длину
фундамента:
вр-Me+D. (9-3)
где а — размер фундамента в направлении, перпендикулярном рас-
четному; k3 — коэффициент, учитывающий очертание поверхности
фундамента, принимаемый в зависимости от форм сечения фунда-
ментов по табл. 9.1.
Таблица 9.1
Контур сечения фуидамеита
1>0
1»0—0,1<//а
Для вывода расчетных формул воспользуемся методом переме-
щений (рис. 9.6). Рассмотрим часть фундамента, расположенную
ниже поверхности грунта, с учетом наибольшего размыва. Все
внешние нагрузки приведем к центру подошвы фундамента. Нор-
мальная центрально-приложенная сила не будет влиять на значе-
ния горизонтального смещения и поворота фундамента.
От единичного горизонтального смещения фундамента на его
боковую поверхность со стороны грунта будут действовать нор-
мальные напряжения, распределенные по закону треугольника
(рис. 9.6, в). Наибольшее значение напряжений, численно равное
коэффициенту постели грунта на уровне подошвы, определяют по
формуле
С=О,
(9.4)
34?
где К—коэффициент пропорциональности грунта, расположенного
выше подошвы фундамента (его можно принять по табл. 7.12).
Реакции от единичного смещения в горизонтальной связи и за-
делке будут равны
r22=(l/2) Kh2a9‘,
г23=( 1/2) /СА2ЛрЛ/3=( 1/6) ^3Др.
От единичного поворота фундамента вокруг точки О на его бо-
ковую поверхность будут действовать реактивные силы давления,
распределенные по параболе с наибольшей ординатой 0,25КА2.
Рис. 9.6. Схемы к расчету жесткого фундамента с учетом его заделки в грунте:
а — расчетная схема; б — основная система метода перемещений при расчете на дейст-
вие горизонтальной силы и момента; в — эпюра бокового давления грунта от единично-
го горизонтального смещения фундамента; г — эпюры нормальных давлений грунта по
боковой поверхности и подошве фундамента от единичного поворота
По подошве фундамента возникнут реактивные давления, распре-
деленные по линейному закону с наибольшим значением у краев
фундамента, равным Сп6/2.
Коэффициент постели нескального грунта, расположенного под.
подошвой фундамента, при А>10 м вычисляют по формуле (9.4),
в которой коэффициент пропорциональности Кп принимают по
табл. 7.12 для грунтов, расположенных под подошвой фундамента.
При Л< 10 м принимают Сп= 10Кп.
При опирании на скальные грунты на основе опытных данных
можно принимать Сп=300 МН/м3, если /?сж=1 МПа; Сп=
= 15 000 МН/м3, если Ясж=25 МПа. Для промежуточных значений
/?сж величину Сп устанавливают по интерполяции.
Момеит, возникающий в условной заделке от единичного по-
ворота, будет равен
Г№ - 4- А 4 ЛГА’Ор 4- А+4 CJ)Wy=-L KAS+CJ,,
О ТГ At Л 1Z
где Wv и 1у—моменты сопротивления и инерции подошвы фунда-
мента относительно оси у.
344
Канонические уравнения будут иметь такой вид:
4 КЬ\их+4 Kh?a^^=Fx-,
Z и
4 /CA3ap«x+ (4 4-ед
О \ 1Z
--Му.
Решив эту систему уравнений, получим
6FX [Л2 4- \2Сп1у!{КЮа9) - 12МРЛ
х Kh^ + 36C„fu
<»у=12 (ЗМу- Fxh.)l(Kh.% 4- ЗвСа1у). (9.6)
Напряжения по боковой поверхности фундамента на расстоя-
нии z от поверхности грунта будут равны
pt=Kzux-}-Kz(h — z)a>y. (9.7)
Подставив в правую часть этого выражения их и <ли из (9.5) и
(9.6) и приравняв ее нулю, получим уравнение
6FX [А24- 12ед/(/<Л2Лр)] - 12М„А 4-12 (А- z) (ЗМ„ -Fxh)=0.
Из этого уравнения определим расстояние от поверхности грунта
до оси поворота фундамента (рис. 9.7, а):
zQ={4МуА - Fx [А2 - 12ед/КА2ар)]}/[2 (3MU v- FXA)J. (9.8)
С учетом полученной величины г0 давление грунта по боковой по-
верхности фундамента будет
px=^Kz(zQ~z)Wy. . (9.9)
При опирании подошвы фундамента на скалу считают возмож-
ным только поворот подошвы aty без ее смещения в горизонтальном
направлении. В этом случае из второго уравнения системы канони-
ческих уравнений, приняв в нем их—0, получим выражение для
определения угла поворота фундамента
Шу = 12Af,/(KAS 4- 12Са/у). (9.10)
Ось вращения фундамента будет проходить через центр его по-
дошвы (zo=A).
Эпюры давлений грунта по боковым поверхностям фундамента
изображены иа рис. 9.7. Наибольшее и наименьшее давления по
подошве фундамента (см. рис. 9.7) с учетом составляющей от вер-
тикальной нагрузки, вычисляемой по формуле (9.1), и угла пово-
рота а>у (см. рис. 9.6, г), определяемого по формуле (9.6) или
(9.10), находят по выражению
Pmax——N/A ± 0,5АСпф«.
ш!п
(9.11)
345
При нескальном основании, подставляя в (9.11) из (9.6), после
преобразований получим
/>гоах=ЛГМ+6W?n (ЗМ„ - FMKh.%+36Cn7v). (9.12)
Изгибающий момент, действующий в поперечном сечении фун-
дамента на расстоянии г, определяют по формуле
Мг=Ми— (Ji — z)Fx — Kap^vzz (z0—0,5z)/6. (9.13)
Выражение для поперечной силы Qz получим, продифференцировав
Мг по z,
Q,=rfAfz/rfz=Fx-/<ap<UfZz2(3z0-2z)/6. (9.14)
Рис. 97. Эпюры давлений грунта по боковым поверх-
ностям и подошве жесткого фундамента глубокого за-
ложения:
а — при нескальных грунтах основания; б — при опнранни
подошвы на скалу
Определенные по формулам (9.1) и (9.11) напряжения по подошве
фундамента должны удовлетворять условиям прочности грунта
основания (3.8) и (3.9).
Горизонтальные давления в грунте рг у боковой поверхности
фундамента, определенные по выражению (9.9) для значений г=
—hf3 и z—h, должны удовлетворять условию устойчивости
(7.184).
Расчетом по второму предельному состоянию определяют осад-
ки фундамента (см. § 2.2) и горизонтальные смещения верха опор
мостов, которые не должны превышать предельных значений.
Горизонтальное смещение верха опоры можно найти в предпо-
ложении бесконечной жесткости фундамента по формуле
«в=ш»(го+Ао)+йв, (9.15)
346
где Л'о — расстояние от поверхности грунта до верха опоры; и'в—
часть смещения вследствие деформаций тела опоры.
Аналогично определяют поворот сечения верха опоры
“в=Ч?+<*>₽» (9.16)
где а'у — часть поворота за счет деформаций тела опоры.
Расчет колодца на строительные нагрузки. В период строитель-
ства на колодец действуют различные силы, с учетом которых
определяют его схему, толщину стенок, необходимое сечение арма-
туры и класс бетона.
Действующие в этой стадии нагрузки после опускания колодца
полностью теряют свое значение при заполнении его полости бето-
ном и частично — при пустотелых колодцах.
Проверка д остаточности вес а колодца для его
опускания. Такую проверку делают по условию -
(Ок+Опр)/(Лр.п+Яи) > Ур!, (9.17)
где GK — расчетный вес колодца, вычисляемый при погружении
без водоотлива с учетом взвешивающего действия воды; Gnp—си-
ла тяжести пригрузки (если она предусмотрена при погружении);
Рту.п — расчетное значение предельной силы трения грунта о боко-
вую поверхность стен колодца; /?н—предельная сила сопротивле-
ния грунта под ножом колодца; yPi— коэффициент надежности,
обычно принимаемый равным 1,2... 1,25.
Расчетные значения сил GK и Ртр.п определяют по нормативным
значениям путем умножения на коэффициенты надежности по на-
грузке, принимаемые по нормам проектирования.
Нормативное значение предельной силы трения вычисляют по
формуле
Л
(9.18)
где fF — предельная нормативная интенсивность сил трения данно-
го слоя грунта о боковую поверхность колодца, которую можно
определять по графикам на рис. 9.8 и 9.9; щ— периметр колодца
в пределах данного слоя грунта мощностью Ц.
Силу /?н можно установить, используя решения теории предель-
ного напряженного состояния грунта как предельную силу сопро-
тивления основания под полосой шириной, равной расчетной ши-
рине опирания ножа колодца на грунт, в зависимости от удельного
веса грунта, характеристик его прочности на сдвиг и заглубления
ножа в грунт, относительно уровня поверхности грунта внутри
колодца. Для колодцев, погружаемых в тиксотропных рубашках,
силы трения в пределах рубашки не учитывают.
При расчете колодцев, погружаемых с помощью гидравлических
и гидропневматических подмывных устройств, предельные силы
347
трения, определяемые по формуле (9.18), допустимо снижать на
25%.
При разработке грунта до уровня кромки ножа и несколько
ниже ее силу 7?н в условии (9.17) не учитывают. Обычно колодцы
при устройстве фундаментов опор мостов опускают без пригрузки
(Опр=0).
Рис. 9.8. Зависимость предельной си-
лы трения от глубины погружения
колодца для песчаных грунтов:
1 — пески гравелистые крупные и сред-
ние прн е<0,55; 2 — то же, прн 0,55<
<е<0,7; 3 — пески гравелистые крупные
и средние прн е>0,7; пески мелкие прн
0,6<е<0,75; пески пылеватые прн 0,6<
<е<0,8; 4 — пески мелкие прн е>0,75;
пески пылеватые прн е>0,8
Рис. 9.9. Зависимость предельной си-
лы трения от глубины погружения
колодца для глинистых грунтов:
1 — глины прн показателе текучести IL<
<0,5 и суглинки прн /ь<0,25; 2 — супе-
си, суглинки прн 0.25</j5<0,75 и глины
прн /ь>0,5; 3 — илы, суглинки прн IL>
>0,75
Расчет первой секции колодца на изгиб. Пер-
вую секцию колодца бетонируют на подкладках, которые удаляют
перед его погружением. Подкладки, удаляемые в последнюю оче-
редь, называют фиксированными. При опускании колодцев в сухие
грунты или с водоотливом грунт под ножевой частью в последнюю
очередь выбирают у фиксированных зон. Поэтому расчет первой
секции на изгиб под действием собственного веса можно вести
исходя из схемы опирания колодца на фиксированные подкладки
(рис. 9.10, а). Расстояние между такими подкладками определяют
исходя из обеспечения равенства изгибающих моментов в сечениях
над опорами (подкладками) и в середине пролета. При несоблю-
дении этого условия возрастают изгибающие моменты и ухудша-
ется работа секции на изгиб. Для колодцев, у которых отношение
сторон а/&^1,5, расстояние между фиксированными подкладками
допускается принимать 0,7а.
Для колодцев, погружаемых без водоотлива, исходят из двух
крайних случаев опирания первой секции колодца, которые воз-
можны в результате неравномерной разработки грунта. В первом
случае колодец рассчитывают, как балку на двух опорах пролетом
а (рис. 9.10, б), во втором — как балку, заделанную одним концом,
348
Рис, 9.10, Схемы к расчету колодца на нагрузки, действующие в строительный
период
пролетом а/2 (рис. 9.10, в). По величине изгибающих моментов,
определенных по указанным схемам, проверяют, достаточны ли
принятые размеры первой секции, ее армирование и класс бетона.
Расчет стен колодца на р а з р ы в. Вертикальные растя-
гивающие усилия в стенах колодца могут возникнуть при кон-
центрации сил трения грунта о боковую поверхность в верхней
части колодца и подборке грунта под его ножом.
Силы трения в верхних частях колодца могут увеличиться при
залегании на этих уровнях более плотных грунтов. Вопрос о рас-
пределении сил трения нужно решать с учетом грунтовых условий.
Достаточный запас прочности можно получить в предположе-
нии, что силы трения распределены по боковой поверхности ко-
лодца по закону треугольника с нулевым значением их у ножа и
наибольшим значением f№ у верха колодца (рис. 9.10, г).
Полный вес колодца GK будет уравновешиваться равнодейст-
вующей сил трения
Ок=Умйи/2,
где h — глубина погружения колодца; и — его периметр.
Отсюда
fn=2Q^hu).
Растягивающее усилие в сечении колодца на высоте z над но-
жом
Nz=QKz]h—f)liiz2l(2h)=OKzlh—QKz2lh'1.
Положение опасного сечения определим, приравняв нулю про-
изводную o^Nz'-
dNtldz=QJh-2Ozzlh2=^
z=h.[2.
Тогда наибольшее уснли§ будет yVmax=0,25GK.
По величине растягивающего усилия подбирают сечение верти-
кальной арматуры. *
Раечек стен.колодца на изгиб в горизонталь-
ном направлении. Такой расчет выполняют для случая, когда
колодец*опущен до проектной отмётки и снаружи на него действует
горизонтальное давление воды и грунта (рис. 9.10, д). При опуска-
нии колодца без водоотлива учитывается давление воды изнутри
колодца в размере 50 % от гидростатического, так как уровень во-
ды внутри колодца может понизиться при разработке грунта.
В нижней части колодца рассчитывают участок стены над кон-
солью, имеющей высоту, равную толщине стены. Полагают услов-
но, что этот участок воспринимает нагрузку, действующую и на
консоль. Выделенный участок рассчитывают как раму, на кото-
рую действует снаружи равномерно распределенная нагрузка ин-
тенсивностью q=p(hK+б).
350
Продольные усилия, изгибающие моменты и поперечные силы
в такой раме определяют методами строительной механики. Бла-
годаря симметрии рамы и нагрузки расчет значительно упрощает-
ся. По найденным усилиям и моментам подбирают сечение арма-
туры, размещаемой горизонтально.
Вышележащие участки стен колодца рассчитывают аналогич-
ным способом, причем по высоте колодец делят на несколько зон.
Для расчета в каждой зоне выделяют участок высотой в 1 м, в
пределах которого давление грунта и воды принимают постоянным
и равным наибольшему давлению у нижней границы зоны. Всю зо-
ну армируют так же, как и расчетный участок.
Расчет ножевой части колодца (консоли) на
изгиб. Выполняют такой расчет для двух случаев. Первый слу-
чай соответствует схеме, показанной на рис. 9.10, е, когда колодец
опущен на половину глубины и наращен очередной секцией высо-
той 4.. .6 м, а нож врезался в грунт на глубину Л, принимаемую
обычно равной 1 м. Расчет ведут для участка в плане длиной 1 м.
Все действующие силы вычисляют для этого участка. Суммарное
давление воды и грунта принимают наиболее невыгодное для этого
случая, т. е. минимально возможное, не более 70% гидростатиче-
ского давления. Силу трения определяют по формуле (9.18) при
щ—1 м. При этом учитывают коэффициент надежности по на-
грузке, равный 0,9.
Вертикальная составляющая реакции грунта будет равна
(9.19)
где О'к — вес рассматриваемого участка колодца.
Величина N распределяется между банкеткой (горизонтальной
частью) и скошенной частью ножа пропорционально площадям
частей эпюры реактивных давлений грунта. Эту эпюру принимают
в виде трапеции. Вертикальная составляющая, действующая на
скос консоли, будет равна
^2=/V0,5&2/(6i+0,5&2)==(G;-P^) bj(b2 4-2&i). (9.20)
Горизонтальная составляющая давления грунта на скошенную
часть консоли будет равна
F=y2tg(?—<р0). (9.21)
где фо — угол трения грунта о консоль.
Второй случай соответствует схеме, показанной на рис. 9.10, ж,
когда колодец опущен на полную глубину и грунт под его ножом
подобран. Колодец удерживается силами трения. Давление грунта
и воды принимают, как и при расчете стен колодца на изгиб в
горизонтальной плоскости.
Если нож первой секции бетонируют в траншее или на отсыпай*
иой из грунта призме, то расчет колодца ведут на реактивные си-
351
лы Ni, N2 и F, возникающие от веса первой секции. Наружную по-
верхность в этом случае считают свободной от усилий. Составляю-
щие Ni, и F определяют по формулам (9.19).’. .(9.21) без учета
силы трения по внешней поверхности ножа.
В рассматриваемых расчетных случаях определяют изгибаю-
щие моменты и нормальные силы в сечении С — С, по которым
подбирают вертикальную арматуру ножа. Двойную арматуру, оп-
ределенную в сечении С — С, сохраняют по всей высоте ножа. Вы-
ше сечения С—С ее продолжают на длину, равную половине
большего размера шахты колодца в плайе.
Проверка колодца на всплытие. Такую проверку
делают для случая, когда колодец опущен на проектную отметку,
уложена подушка подводного бетона и откачана вода из внут-
ренней полости колодца. Колодец проверяют на всплытие по фор-
муле
(Окп+0.22)
где GKn—расчетный вес колодца с подушкой; Ргр — расчетная пре-
дельная сила трения, определяемая по формуле (9.18); hB — рас-
стояние от низа подушки до уровня воды; А — площадь колодца по
наружным размерам; угт— коэффициент надежности, принимае-
мый равным 1,2.
Для колодцев, опускаемых в тиксотропной рубашке, при невы-
полнении условия (9.22) следует Предусматривать замену глини-.
: стого раствора цементным до откачки воды из колодца. В этом слу-
чае можно принять в расчет удельную силу трения в пределах пло-
щади рубашки, равную 10.. .20 кПа.
Производство работ. В зависимости от местных условий спосо-
бы изготовления и опускания колодцев могут быть различными.
На местности, ие покрытой водой, колодец изготовляют и опу-
скают со спланированной поверхности. Для уменьшения глубины
погружения колодца иногда до горизонта вод предварительно от-
рывают котлован, со дна которого опускают колодец.
При слабых грунтах насыпают песчаную подушку толщиной
0,4.. .0,6 м, на поверхности которой изготовляют первую секцию
колодца.
На местности, покрытой водой, колодец можно погрузить с по-
верхности искусственного островка. Искусственные островки
устраивают из песчаных и гравелистых грунтов средствами гидро-
механизации.
При глубине воды до 2.. .3 м и малых скоростях течения, не вы-
зывающих размыв груитовых откосов, островки оставляют без
ограждений (см. рис. 9.1). Размер островка по верху определяется
размером в плане опускного колодца и площадью для размещения
необходимого оборудования. Ширина бермы должна быть не ме-
нее 2 м.
352
При глубине воды до 4.. .6 м и значительных скоростях течения
устраивают островки с деревянным шпунтовым (рис. 9.11, а) или
щитовым ограждением. Если грунты не позволяют произвести за-
бивку свай, то устраивают островки с ряжевым или ряжево-щито-
вым ограждением.
Шпунт ограждения рассчитывают иа давление грунта со сторо-
ны островка аналогично расчету шпунтового ограждения котлова-
на с одной распоркой (см. § 4.2).
Чтобы давление от веса колодца
не передавалось шпуиту на уча-
стке выше поверхности дна во-
доема, расстояние от края остров-
ка до колодца должно быть не
меньше величины ак (рис.
9.11, а), определяемой по форму-
ле
ак =/Y0tg(n/4 — <рг/2). <9.23)
Значение ак должно быть не
менее 1,5 м.
Если глубина воды превышает
4.. .6 м, для погружения колод-
цев нередко применяют островки
круглой формы с ограждением
из металлического плоского шпун-
та или стальными сборными ци-
линдрическими оболочками. Та-
кие ограждения применялись при
глубине воды до 15.. .22 м. Рас-
четом ограждения из металличе-
ского шпунта определяют глуби-
ну забивки шпунта ниже дна вод
Рис. 9.11. Схемы ограждения ост-
ровков для опускания колодцев:
/ — колодец; 2 — подкос; 3 — свая;
4 — деревянный шпунт; S — стальной
плоский шпунт
:ма и наибольшие разрывные
усилия в замках шпунта.
Глубину забивки шпунта ниже дна водоема определяют с уче-
том возможного наибольшего размыва дна у островка и из усло-
вия обеспечения устойчивости грунта основания против выпирания
из-под шпунта под действием нагрузки, создаваемой весом остров-
ка, колодца и оборудования. Давление в грунте под островком на
уровне низа шпунта в сечении 1—1 (рис. 9.11, б) составит
a=(//nYi4-AwYB + AY),
где yi — удельный вес грунта островка выше уровня воды; ув — то
же, ниже уровня воды; у — удельный вес грунта основания.
Величина Яп равна
//„==/+О/'(У1Д0)»
где G — вес колодца и оборудования; До — площадь островка.
Приравнивая о значению Ro в формуле Соколовского (1.10), при-
12—1513
353
нимая в ней коэффициенты ^=gc=l и учитывая коэффициент
надежности по назначению сооружения уп, получим
#nYi + Mb + Ay=(V?YA -j- N'Cj/Vn.
Откуда необходимая глубина забивки шпуита
Л=(//BYi + М» - N'CfyJft y GV?/Y„ —1)1, 0.24)
где коэффициенты несущей способности грунта основания N9 и
Nc определяют по приложению 1 в зависимости от расчетного угла
внутреннего трения грунта <pi, залегающего ниже сечения 1—1,
при 6=0.
Разрывное усилие в замках на 1 см высоты шпунта согласно
схеме на рис. 9.11, б:
Np—Par, (9.25)
где Ра — боковое давление грунта иа уровне дна водоема.
Величина разрывного усилия не должна превышать расчетного
сопротивления замков на разрыв.
Если для ограждения островка используют шпунт корытного
профиля, разрывные усилия должны быть переданы на объемлю-
щие стальные пояса, устраиваемые из прокатных профилей или
стальных канатов.
При глубине воды более 4.. .6 м вместо островков может ока-
заться целесообразнее применять наплавные колодцы (рис.
9.12, а —в).
Для погружения колодца с временным днищем его заполияют
водой и одновременно наращивают стены так, чтобы их верх на-
ходился иад водой. После опускания колодца иа дно водоема и
заглубления в него временное днище удаляют подрыванием. Для
погружения колодца с пустотелыми стенками их заполняют бето-
ном. Колодцы со съемными крышками, регулируя давление сжа-
того воздуха, можно посадить более точно, особенно на слабые
грунты дна водоема.
Колодцы можно опускать также на полиспастах со стационар-
ных или плавучих подмостей (рис. 9.12, г ид).
Колодцы высотой до 10 м, опускаемые с Поверхности грунта,
изготовляют целиком. При большей глубине погружения вначале
бетонируют первую секцию высотой до 3.. .4 м. В процессе погру-
жения стенки наращивают секциями по 4.. .6 м.
Основным методом производства работ на местности, покрытой
водой, или при наличии грунтовых вод в водопроницаемых грунтах
является погружение без водоотлива. Погружение с открытым во-
доотливом применяют в устойчивых связных грунтах, когда при-
ток воды в колодец не превышает 0,75 м8/ч на 1 м2 его площади.
Для подводной разработки грунта используют грейферы, гидро-
элеваторы и эрлифты.
354
При опускании колодца уровень воды в шахтах поддерживают
одинаковым с уровнем воды в реке во избежание внезапного на-
плыва грунта в шахты извне, что может вызвать перекос колодца.
При слабых грунтах уровень воды в колодце рекомендуется под-
Рис. 9.12. Способы опускания колодцев иа местности, покрытой водой
держивать несколько выше уровня воды вне его для создания
обратного тока воды.
Для колодцев, погружаемых без водоотлива, внизу устраивают
подушки из подводного бетона. Толщина подушки должна не ме-
нее чем в 1,5 раза превышать меиыпий размер шахты колодца в
плане. Бетоиироваиие производится пр методу ВПТ. После приоб-
ретения подводные бетоном необходимой прочности из колодца
откачивают воду и насухо заполняют шахты бетоном или бетони-
руют нижнюю распределительную плиту для пустотелого колодца,
затем устраивают верхнюю распределительную плиту.
9.2. Кессоны
Сущность метода, область применения н оборудование. При
кессонном способе ведения работ (рис. 9.13, а) в рабочую каме-
ру 1 подается сжатый воздух, под давлением которого вода вытес-
няется, нз камеры, что позволяет разработку грунта вести насухо.
Рабочая камерй ограждена кессоном 3, имеющим боковые стеи-
19» 355
ки — консоли 2 и потолок 17. На потолке кессона по мере его по-
гружения ведут надкессонную кладку 5 из бутобетона.
В результате разработки грунта в рабочей камере кессон по-
гружается в грунт под действием собственного веса, веса надкес-
сонной кладки и оборудования. По достижении заданной глубины
рабочую камеру кессона и шахтный колодец заполняют кладкой
Рис. 9.13. Кессонный способ устройства фундамента:
а — схема кесонных работ; б готовый фундамент
18 и 20. В конечной стадии получается массивный фундамент глу-
бокого заложения, на котором возводят опору 19 (рис. 9.13, б).
Использование кессонов позволяет выполнять работы в любых
грунтовых условиях ниже горизонта вод и при наличии в грунтах
любых препятствий, что является основным достоинством этого
вида фундаментов. В рабочей камере можно вести освидетельство-
вание грунтов основания, испытывать, а в отдельных случаях и
закреплять их.
При кессонном способе работ можно предотвратить наплыв
грунтов в рабочую камеру, что позволяет более безопасно возво-
дить фундаменты по соседству с существующими сооружениями,
чем при использовании опускных колодцев.
Вместе с тем кессонному методу свойственны и существенные
недостатки. К ним относятся вредное воздействие сжатого воздуха
на организм человека, сложность и трудоемкость кессонных работ.
Наибольшая глубина погружения кессонов ниже горизонта вод,
зависящая от максимально допустимого безопасного давления
сжатого воздуха на организм человека, составляет 38 м.
Вследствие указанных недостатков кессонного способа возве-
дения фундаментов в отечественном мостостроении в последние
356
годы кессоны используют редко: их вытеснили более прогрессивные
свайные и столбчатые фундаменты глубокого заложения. В про-
мышленном строительстве кессоны применяют в сложных геологи-
ческих условиях при возведении специальных сооружений, когда
другие методы устройства фундаментов нельзя использовать.
Давление сжатого воздуха в рабочей камере зависит от вели-
чины Su> заглубления ножа кессона ниже горизонта вод. Если грунт
разрабатывают без применения гидромеханизации, то избыточное
давление вычисляют по формуле
p=(Sv-\-2)yv. (9.26)
Когда для разработки грунта применяют гидромеханизацию,
давление в рабочей камере можно несколько снизить по сравне-
нию с гидростатическим, так как небольшое количество поступаю-
щей в рабочую камеру воды откачивается вместе с пульпой. В этом
случае давление сжатого воздуха будет равно
P=Swyv — Ьр, (9.27)
где Др — допустимая разность гидростатического и воздушного дав-
ления, зависящая от физических свойств грунтов.
Величину Др уточняют в процессе опускания кессона. Ее нужно
подобрать такую, чтобы исключался наплыв грунта в рабочую ка-
меру и был обеспечен баланс пульпы в зумпфе.
Режим пониженного давления создает более благоприятные
условия для работающих в кессоне и уменьшает утечку воздуха
из рабочей камеры. Сжатый воздух в рабочую камеру поступает
по трубам 6, число которых, зависящее от площади кессона, долж-
но быть не менее двух. Воздухоподающие трубы оборудуют обрат-
ными клапанами на случай аварии или прекращения подачи воз-
духа в рабочую камеру. Воздух в шлюзовой аппарат подается по
отдельным трубам 10. Сжатый воздух вырабатывают специальные
компрессорные станции 7, получающие питание от двух независи-
мых источников энергии. На станции нужно иметь запасной комп-
рессор производительностью не менее самого мощного из работаю-
щих. Сжатый воздух, поступающий в воздухосборник 8, проходит
через маслоотделитель 9.
Подъем материалов и грунта, а также подъем и спуск рабочих
в камеру кессона производится по вертикальным шахтным тру-
бам 15. Шахтные трубы собирают из металлических звеньев; сты-
ки между звеньями делают герметичными. По мере погружения
кессона звенья труб наращивают. Сверху на шахтные трубы уста-
навливают металлический шлюзовой аппарат 13, представляющий
собой центральную камеру и прикамерки: пассажирский 14 и ма-
териальный 11. Давление сжатого воздуха в центральной шлюзо-
вой камере и шахтных трубах равно давлению в рабочей камере
кессона.
357
Шлюзовой аппарат необходим для создания перехода от нор*
мального давления к повышенному и наоборот. Первый процесс
называют шлюзованием, а второй — вышлюзовыванием.
В пассажирских прикамерках давление сжатого воздуха нужно
изменять постепенно, чтобы не вызвать болезненных явлений в
организме человека. Наиболее опасен переход человека из зоны
повышенного в зону нормального давления. Вследствие этого время
вышлюзовывания должно значительно превышать время шлюзо-
вания.
Продолжительность работы в рабочей камере, время шлюзова-
ния и вышлюзовывания зависят от избыточного давления сжатого
воздуха в кессоне.
шлюзование материалов и грунта ведут через материальный
прикамерок, в котором давление изменяется более быстро. Мон-
таж и демонтаж шахтных труб и шлюзового аппарата выполняют
со специальных подмостей 12, которые возводят на потолке кессо-
на. Для работ по опусканию кессонов также используют кран,
установленный рядом с ним.
Помимо воздухоподающих труб в рабочую камеру подводят
еще сифонные трубы 16. По этим трубам удаляется нз камеры ис-
порченный воздух, когда кессон проходит через плотные грунты,
затрудняющие естественную вентиляцию, а также случайно попав-
шая в кессон вода, которая не может быть отжата через водоне-
проницаемые грунты.
Сифонные трубы служат и для форсированных посадок кессона.
Такие посадки делают в тех случаях, когда кессон зажат в грунте
силами трения. Для форсированной посадки снижают давление
сжатого воздуха в рабочей камере (не более 50%) путем его вы-
пуска через сифонные трубы. При этом частично устраняется взве-
шивающее давление сжатого воздуха на кессон и увеличивается
эффективный вес кессона, вследствие чего он преодолевает силы
трения и опускается. Величина каждой форсированной посадки не
должна быть более 0,5 м. Во время таких посадок люди не должны
находиться в кессоне.
Конструкция кессона. Она зависит от его размеров в плане,
принятого способа опускания и разработки грунта, несущей спо-
собности грунтов, проходимых в начальный период погружения
(рис. 9.14, а— в).
Для опускания с поверхности естественного грунта или искус-
ственного островка применяют кессоны, изображенные на рис.
9.14, а, б. Массивные кессоны чаще всего изготовляют железобетон-
ными с гибкой арматурой. Пример армирования железобетонного
массивного кессона с рекомендуемыми размерами консоли приве-
ден на рис. 9.15.
У кессонов, имеющих ширину больше 12 м (а в случае слабых
грунтов и при меньшей ширине), потолок устраивают ребристой
конструкции с ребрами одного или двух направлений (рис. 9.14, б).
358
Пустоты в потолке, образованные ребрами, значительно уменьша-
ют вес кессона после его изготовления и в начальной стадии опу-
скания. Эти пустоты заполняют бетоном, и онн образуют сплошной
потолок, над которым возводится надкессонная кладка.
Кессоны, опускаемые на плаву или с подмостей, устраивают
пустотелыми железобетонными, железобетонными с жестким ме-
таллическим каркасом, имеющим водонепроницаемую обшивку 1
(см. рис. 9.14, в). Раньше применяли и деревобетониые кессоны.
Рис. 9.14. Типы кессонов
Производство работ. Кессоны, как и опускные колодцы, можно
погружать с поверхности грунта или искусственного островка, на-
плаву и со стационарных или установленных иа плавсредствах
подмостей.
Для погружения кессонов применяют те же типы островков, что
и для опускных колодцев. Кессоны, опускаемые с поверхности
грунта, бетонируют непосредственно на месте в опалубке. Подклад-
ки из-под кессона удаляют в той же последовательности, что и
из-под опускного колодца. В последнюю очередь удаляют фикси-
рованные подкладки.
Наплавные кессоны обычно изготовляют на берегу, а затем по
стапелям спускают на воду. Для посадки наплавного кессона на
дно водоема заполняют пустоты в консолях и потолке бетоном и
выполняют иадкессониую кладку. Выше потолка кессон должен
иметь водонепроницаемую обшивку, которую наращивают по мере
погружения кессона в воду и грунт.
Нескальные грунты разрабатывают средствами гидромеханиза-
ции. Этот способ позволяет сократить число работающих в камере
кессона, использовать режим пониженного давления и в несколько
359
раз увеличить скорость погружения кессона. Гидромеханизация
работ особенно эффективна в несвязных и слабосвязных грунтах.
При разработке таких грунтов средствами гидромеханизации ско-
рость погружения достигает 4.. .5 м/сут, тогда как при ручной раз-
работке грунта скорость составляет в среднем 1 м/сут.
В нашей стране применяли автоматический метод погружения
кессонов средствами гидромеханизации. В рабочей камере такого
кессона люди отсутствуют (так называемый слепой кессон). Одна-
ко полной автоматизации до-
стичь не удается, так как уда-
ляют препятствия, готовят и
освидетельствуют основание в
рабочей камере такого кессона
люди, работающие в условиях
сжатого воздуха.
При гидромеханизирован-
ной разработке грунта устраи-
вают зумпф (приямок), из ко-
торого пульпу откачивает гид-
роэлеватор. Размывают грунт
гидромониторы в направлени-
ях от зумпфа к ножу с соблю-
дением уклонов, обеспечиваю-
Рис. 9.15. Армирование железобетоино- ЩИХ стекание пульпы к зумп-
го массивного кессона (а) и деталь ио- • фу.
жа Ю в твердых глинистых грун-
тах, слабо поддающихся раз-
мыву, целесообразно сочетать механическую разработку грунта ре-
занием с гидравлическим его транспортированием. Очень твердые
грунты и глины, содержащие большое количество включений, раз-
рабатывают пневмоинструментом. Грунт удаляют бадьями по
шахтным трубам через шлюзовой аппарат.
Скальные грунты разрабатывают буровзрывным способом с
применением мелкошпуровых зарядов. В скальных грунтах конту-
ры разработки уширяют за .пределы стен кессона на 10 см, а нож
подбивают глиной. В последнюю очередь разрабатывают перемыч-
ки в местах положения фиксированных подкладок.
Камеру кессона после подготовки и освидетельствования осно-
вания заполняют бетоном с добавлением бута. Заполнение ведут
от консолей по направлению к шахтным отверстиям с тщательной
подбивкой бетона под потолок кессона. После заполнения камеры
кладкой в нее нагнетают цементный раствор состава 1:1 из шахт-
ного патрубка под давлением сжатого воздуха при открытых кра-
нах воздушных труб, ведущих в камеру кессона. Нагнетание раст-
вора обеспечивает плотное сопряжение кладки с потолком кессона.
Шахтный колодец после демонтажа шахтных труб и шлюзового
аппарата тоже заполняют бутобетоном. При отсутствии специаль-
360
ных указаний в проекте шахтный колодец до уровня промерзания
грунта можно засыпать песком.
О расчете кессонов. Кессонный фундамент глубокого заложения
рассчитывают на эксплуатационные нагрузки с учетом его заделки
в грунте. Такой расчет ничем не отличается от рассмотренного в
§9.1 расчета опускного колодца. При расчете на эксплуатацион-
ные нагрузки определяют внешние размеры фундамента. Расчет
самого кессона на строительные нагрузки рассматривается в спе-
циальной литературе.
9.3. Фундаменты, сооружаемые способом
«стена в грунте»
Устройство подземных конструкций способом «стена в грунте»
заключается в разработке в грунте траншей с вертикальными от-
косами с использованием для их крепления глинистого раствора и
последующем заполнении траншей монолитным бетоном или сбор-
ными железобетонными элементами. Способ «стена в грунте» не
применим на площадках, сложенных крупнообломочными грунта-
ми без мелкого заполнителя, илами, а также там, где развиты или
могут развиться оползневые процессы, карст и т. п. Существующее
специальное землеройное оборудование позволяет разрабатывать
траншеи шириной 0,4...1,0 м и глубиной до 30 м. Технология
устройства несущих конструкций способом «стена в грунте»
(рис. 9.16) сходна с технологией устройства буронабивных свай
и столбов с применением глинистого раствора (см. § 7.2 и рис.
7.23).
В транспортном строительстве способ «стена в грунте» исполь-
зуют при сооружении подпорных стен, устройстве стен подземных
переходов и транспортных развязок, возведении открытым спосо-
бом тоннелей метрополитенов.
В перспективе этот метод применим и для устройства фунда-
ментов глубокого заложения опор мостов, путепроводов и других
транспортных сооружений. Форма в плане несущих конструкций
фундаментов, возводимых способом «стена в грунте», может быть
самой различной (рис. 9.17). Конструкции в виде одной стены
(фундаменты-стенки) (рис. 9.17, а) могут быть использованы в
качестве фундаментов опор-стенок мостов малых и средних про-
летов. В этом случае опора непосредственно сопрягается с фунда-
ментом с помощью арматурных выпусков или стыка стаканного
типа. Конструкции замкнутой формы (рис. 9.17 б, в и г) и откры-
той формы (рис. 9.17, д) могут быть применены как фундаменты
под опоры любой формы и размеров в плане. Минимальные раз-
меры в плане таких 'фундаментов по наружным контурам опреде-
ляются размерами сечений опор. Вверху фундаменты перекрыва-
ются распределительными плитами (как в массивных опускных
колодцах), над которыми возводят опоры. При необходимости
361
грунт внутри конструкций замкнутой формы после твердения бето-
на стен может быть разработан, а внизу устроена распределитель-
ная подушка для передачи давления на грунт полной площадью
сечения по наружным контурам. В этом случае такой фундамент
Рис. 9.16. Схема работ прн устройстве конструкций нз
монолитного железобетона способом «стена в грунте»:
а — разработка траншей, заполняемой глинистым раствором;
б — опускание арматурного каркаса; a — бетонирование ме-
тодом ВПТ; 1 — подача глинистого раствора; 2 — подача бе-
тона; 3 — откачка глинистого раствора
в конечной стадии будет ничем не отличаться от фундамента, воз-
веденного методом опускного колодца. Конструкции, изображен-
ные иа рис. 9.17, е—и а аналогичные, возможно использовать в
качестве нескольких несущих элементов (столбов) в составе столб-
чатого фундамента с устройством поверх них ростверка.
Применение конструкций, возводимых способом «стена в грун-
те», для фундаментов транспортных сооружений должно быть
362
обосновано сравнением их технико-экономическйх показателей с
показателями традиционных типов фундаментов глубокого зало-
жения.
Расчет фундаментов с формами сечений, показанных иа рис.
9.17, а — г, на эксплуатационные нагрузки можно выполнять в за-
висимости от значений их относительной глубины погружения Я=
Рис. 9.17. Несущие конструкции фундаментов, сооружае-
мых способом «стена в грунте» (поперечные сечения)
= ад/г, где ад—коэффициент деформации, определяемый для все-
го сечения по формуле (7.44). При Я<2,5 фундаменты рассчиты-
вают, как абсолютно жесткие по формулам, полученным в § 9.1
для опускных колодцев. При больших Л фундаменты можно рас-
считать с учетом их гибкости методом, изложенным в § 7.5.
Несущую способность элементов (см. рис. 9.17, е — и), исполь-
зуемых в составе столбчатого фундамента, можно определять как
для буронабивных свай и столбов (см. § 7.3), а расчет столбчатого
фундамента из нескольких несущих элементов вести обычным пу-
тем по данным § 7.7. Следует отметить, что несущая способность
конструкций сложных форм в плане, возводимых способом «стена
в грунте», должна уточняться дальнейшими экспериментальными и
теоретическими исследованиями.
ГЛАВА 10
ФУНДАМЕНТЫ В ОСОБЫХ УСЛОВИЯХ
10.1. Фундаменты на вечномерзлых грунтах
Деформации фундаментов. Вечномерзлые грунты занимают
около 49% территории СССР. Для освоения природных богатств
на Севере и Востоке нашей страны ведется интенсивное строитель-
ство инженерных сооружений, в том числе и транспортных, на
вечномерзлых грунтах. Возведение сооружений и их фундаментов
на мерзлых грунтах имеет свою специфику, неучет которой приво-
дил к значительным массовым деформациям сооружений.
Рис. 10.1. Схемы оттаивания мерзлых грунтов в основании массивных
мостовых опор в результате поступления теплоты через опоры:
а — под фундаментом устоя с обратными стенками; б — под фундаментом про*
межуточной опоры;. 1 — первоначальная граница вечной мерзлоты; 2 — граница
мерзлоты после оттаивания
Основные виды деформаций и их причины: осадки и просадки
фундаментов в результате оттаивания мерзлых грунтов в основа-
нии, выпучивание фундаментов при замерзании и последующие их
осадки после оттаивания грунтов деятельного слоя, деформации за
счёт наледных явлений.
Вечномерзлые грунты восковании массивных фундаментов
опрр мостов могут оттаивать вследствие повышенного поступления
Щйлоты в грунт через опору и фундамент (рис. 10.1), так как теп-
364
лопроводность материала опоры и фундамента значительно превы-
шает теплопроводность грунта. Неравномерное оттаивание Являет-
ся одной из основных причин неравномерных осадок фундаментов.
На практике наибольшее число аварий отапливаемых зданий и
сооружений наблюдалось в результате оттаивания мерзлых грунтов
в тех случаях, когда не предусматривались достаточно надежные
конструктивные и эксплуатационные мероприятия, препятствующие
поступлению теплоты в грунт основания, а конструкции сооруже-
ний не были приспособлены к неравномерным осадкам. Аварии
возникали и из-за неправильной организации строительных работ.
Процессы морозного пучения развиваются при промерзании
грунтов деятельного слоя. При взаимодействии промерзающего
грунта, подверженного морозному пучению, с фундаментом возни-
кают направленные вверх касательные напряжения, действующие
по боковым граням фундамента, а также дополнительные нормаль-
ные напряжения по подошве фундамента, если она расположена в
пределах активной зоны. Если равнодействующая направленных
вверх сил пучения превысит действующую иа фундамент вертикаль-
ную нагрузку и его вес, то он начнет перемещаться вверх по мере
развития пучения. Неравномерный подъем фундаментов приводит
к деформациям надфундаментных частей сооружения.
При оттаивании грунтов осадка фундаментов чаще всего бы-
вает тоже неравномерная, что является причиной развития даль-
нейших деформаций сооружения, При этом в результате заплыва-
ния разжиженного грунта под подошву фундамента последний
может опускаться не на полную величину подъема. Отсюда сле-
дует, что деформации выпучивания могут ежегодно накапли-
ваться.
Из транспортных сооружений выпучиванию подвержены мас-
сивные фундаменты опор мостов малых и реже средних пролетов,
свайные и рамные опоры мостов малых пролетов (особенно опоры
деревянных мостов), а также трубы. Эти сооружения имеют вес,
недостаточный для компенсации сил пучения при неглубокой за-
делке фундаментов в слой вечной мерзлоты ниже границы дея-
тельного слоя.
На развитие деформаций существенное влияние оказывают
особенности водно-теплового режима малых водотоков, у которых
русловой поток в зимний период отсутствует вовсе или глубина его
становится небольшой, вследствие чего в суровых климатических
условиях водоток полностью промерзает.
У многопролетных мостов деформациям выпучивания особенно
подвергаются промежуточные опоры. Береговые опоры, фундамен-
ты которых закрыты насыпью, в силу ее отепляющего влияния,
выпучиваются значительно меньше или совсем не деформируются.
При достаточной заделке фундамента в слой вечной мерзлоты,
но недостаточной прочности его материала, под действием каса-
тельных сил пучения может произойти разрыв кладки фундамента.
365
В стволах железобетонных свай при их недостаточном армирова-
нии могут образоваться трещины с недопустимым раскрытием, мо-
жет наступить полный разрыв ненагруженных (в строительный
период) или малонагруженных свай и последующий подъем их
верхних оторванных частей вместе с промерзающим пучинистым
грунтом. Такие деформации свай известны в практике строитель-
ства не только в условиях вечной мерзлоты, но и в условиях сезон-
ного промерзания грунтов, где вечная мерзлота отсутствует.
Наледные бугры, образующиеся иа малых водотоках, полностью
или частично закупоривают отверстия мостов или труб и могут
вызвать деформации легких мостов, разрушение материала труб
и опор мостов. Во время весеннего паводка может произойти под-
мыв фундаментов, а также размыв земляного полотна насыпей на
подходах к мостам, так как заполненные льдом отверстия не в
состоянии обеспечить нормальный пропуск вод. Оттаивание мерз-
лых грунтов основания за счет теплоты, передаваемой водой,
фильтрующейся с большой скоростью, может послужить причиной
возникновения осадок и просадок фундаментов.
Основные методы проектирования и строительства фундамен-
тов. В настоящее время при проектировании и строительстве со-
оружений в условиях вечной мерзлоты различают два основных
принципа использования мерзлых грунтов в основании сооружений:
принцип I предусматривает сохранение грунтов основания в мерз-
лом состоянии на весь период строительства и эксплуатации соору-
жения; по принципу II грунты основания используют в оттаиваю-
щем или оттаявшем состоянии.
Использование принципа I—сохранения мерзлого со-
стояния грунтов в основании целесообразно, когда грунты в при-
родных условиях находятся в твердомерзлом состоянии, имеют
достаточную мощность слоя и температурный режим их устойчив.
К твердомерзлым грунтам, прочно сцементированным льдом,
относят песчаные и глинистые грунты, если их температура ниже
некоторого значения /т, °C, зависящего от вида грунта: пески... — 0,3;
супеси...—0,6; суглинки...—1,0; глииы...—1,5.
По этому принципу на мерзлых грунтах строят неотапливаемые
сооружения, а также здания, отапливаемые до нормальной комнат-
ной температуры. Строительство по принципу I возможно при ус-
ловии сохранения мерзлого состояния грунта на весь срок сущест-
вования сооружения.
Фундаменты транспортных сооружений также строят по этому
принципу. Использование грунтов по принципу I в строительстве
мостов и труб становится целесообразным, если по данным изы-
сканий мерзлота сливается с деятельным слоем, а ее среднегодо-
вая температура (на глубине Юм) не превышает —1,5*С при не-
связных грунтах и —2,0°С при глинистых грунтах, а также крупно-
обломочных с глинистым заполнителем. Требование сохранения
температурного режима вечномерзлых грунтов в процессе строи-
366
тельства и в период эксплуатации искусственных сооружений впол-
не выполнимо. Необходимо предусмотреть, чтобы искусственные
сооружения могли пропускать воды без значительного увеличения
скоростей течения и размыва дна, без образования перед ними
больших подпоров, которые могут быть причиной понижения гра-
ницы мерзлоты особенно с верховой стороны.
Чтобы грунты основания ие оттаивали, опоры должны иметь
небольшую площадь их нагрева солнцем, а фундаменты в преде-
лах деятельного слоя — небольшое поперечное сечение и достаточ-
ное заглубление, обеспечивающее сохранение мерзлого грунта в
основании в летний период и достаточное заанкеривание фунда-
мента в мерзлом грунте против выпучивания в период промерза-
ния деятельного слоя. В связи с этим массивные мостовые опоры
с массивными фундаментами использовать нецелесообразно. Ис-
ключение составляют устои обсыпного типа, закрытые насыпью,
которая предохраняет их от нагревания солнцем и уменьшает и
даже полностью исключает воздействие морозного пучения на фун-
даменты.
На малых, а также средних водотоках (в их верхнем и сред-
нем течении) обычно промерзающих до дна, ледоход отсутствует.
На таких реках целесообразно возводить мосты эстакадного типа
со свайными (рис. 10.2) или столбчатыми опорами-фундаментами.
В качестве несущих элементов для повышения долговечности
сооружений используют сплошные железобетонные сваи с увели-
ченными поперечными размерами и столбы круглой формы сече-
ния. Защитный слой бетона рабочей арматуры в сваях и столбах
устраивают не менее 5 см.
В Магаданской области ряд свайно-эстакадных мостов успеш-
но эксплуатируемых длительное время иа автомобильных дорогах,
был сооружен с опорами из сборных железобетонных свай-оболо-
чек диаметром до 0,5 м, погружаемых с выемкой из их полостей
грунта и последующем заполнением полостей бетоном. При
строительстве БАМа для опор таких мостов широко применяли
сборные круглые сплошного сечения сваи d=0,8 м (сваи-столбы),
погружаемые в заранее пробуренные в мерзлом грунте скважины.
Когда грунтовые условия ие позволяют погрузить сваи или
столбы, а также при отсутствии необходимого для этого оборудо-
вания, можно сооружать рамные железобетонные опоры. Такие
опоры состоят из стоек и сборных фундаментных башмаков. Стой-
ки нужно надежно замоноличивать с башмаками, чтобы последние
служили анкерами, противодействующими силам пучения.
Сваи, столбы и стойки имеют небольшую поверхность нагрева
по сравнению с опорами массивного типа. Вследствие небольшого
сечеиия свай и столбов они меньше подвержены выпучиванию, так
как поверхность смёрзания с грунтом деятельного слоя у них неве-
лика. Такие конструкции можно надежно заанкерить в мерзлом
грунте, что вместе с передачей на них значительных нагрузок за
367
счет сокращения их числа дает возможность компенсировать влия-
ние сил пучения грунта. Влияние этих снл можно уменьшить при-
менением наклонных свай.
Свайные и столбчатые опоры мостов создают благоприятные
условия для сохранения естественного режима вечномерзлых грун-
Рис. 10.2. Мосты на свайных опорах в условиях вечномерзлых грунтов:
1 — граница мерзлоты; 2 — башмак-анкер
тов и режима подземных и поверхностных вод на водотоках. Кроме
того, индустриальные конструкции таких опор позволяют строить
мосты в сжатые сроки. Свайно-эстакадные мосты целесообразно
устраивать и на водотоках с наледями.
На реках с сильным ледоходом промежуточные опоры мостов
устраивают массивного типа на свайных или столбчатых фундамен-
тах преимущественно с высокими ростверками.
В промышленном и гражданском строительстве для отвода теп-
лоты и сохранения мерзлого состояния грунтов под отапливаемыми
зданиями и сооружениями применяют два основных способа, ус-
368
пешно оправдавшие себя на практике в течение многих лет: устраи-
вают вентилируемое зимой подполье; под сооружениями прокла-
дывают подземные охлаждающие вентиляционные каналы.
В последние годы широко применяют свайные фундаменты под
стенами зданий (рис. 10.3). Такие фундаменты являются наиболее
экономичными и индустриальными, позволяющими вести строи-
тельство круглый год.
Способ сохранения мерзлого состояния грунтов с помощью
устройства специальных подземных охлаждающих каналов приме-
няется для тех промышлен-
ных сооружений, у которых
весьма значительны нагруз-
ки на пол первого этажа и
устройство вентилируемого
подполья становится нера-
циональным, так как в этом
случае требуются весьма
мощные несущие конструк-
ции.
Расчеты фундаментов и
оснований при использова-
нии твердомерзлых грунтов
по принципу I выполняют
главным образом по первой
группе предельных состоя-
ний, учитывая, что деформа-
ции таких грунтов несущест-
венны. Расчет свайных и
столбчатых фундаментов
опор мостов по второй груп-
пе предельных состояний
сводится лишь к определению
Рис. 10.3. Свайный фундамент отапливае-
мого здания с проветриваемым подпольем:
/ — свая; 2 — утепленное перекрытие первого
этажа; 3 —* стена; 4 — ростверк; S — вентиля-
ционные отверстия в цоколе
перемещений фундаментов и опор
от горизонтальных нагрузок и моментов.
Особенностью определения несущей способности свай, столбов
и фундаментов мелкого заложения, сооружаемых в вечномерзлых
грунтах, является ее зависимость от отрицательной температуры
грунта. Чем она ниже, тем выше прочность мерзлого грунта, а сле-
довательно, и несущая способность основания. Поэтому при проек-
тировании фундаментов, возводимых в вечномерзлых грунтах по
принципу I, возникает необходимость в определении расчетной тем-
пературы грунтов на период как строительства, так и эксплуатации
сооружения. Значения температур мерзлых грунтов в основаниях
как по глубине их залегания, так и во времени устанавливают спе-
циальными теплотехническими расчетами.
Несущую способность. погружаемых в мерзлый грунт свай и
столбов без уширенной подошвы на осевую сжимающую нагрузку
по сопротивлению грунта (рис. 10.4) определяют для периода наи-
13—1513
369
большего оттаивания деятельного слоя без учета сопротивлений
грунта сдвигу по боковой поверхности в пределах этого слоя по
формуле
(10.1)
где уе — коэффициент условий работы, принимаемый для буро-
опускных и опускных свай 1,1, а для бурозабивных, забивных и
бурообсадиых—1,2; R— расчетное сопротивление мерзлого грунта
сжатию под нижним концом несущего элемента, определяемое при
Рис. 10.4. Схемы к расчету сваи, погружен-
ной в вечномерзлый грунт:
а — при определении несущей способности сван;
б — график изменения температуры мерзлого
грунта по глубине; в — при расчете на попереч-
ные нагрузки
температуре грунта tz (z=
=Л); А — площадь подо-
швы несущего элемента; и —
периметр сечения ствола
сваи или столба; ЛСм< —
расчетное сопротивление
мерзлого грунта или грунто-
вого раствора сдвигу по по-
верхности смерзания для
середины f-го слоя на глуби-
не Zi, определяемое при тем-
пературе tz', k — мощность
i-ro слоя мерзлого грунта.
Коэффициент ус умножают
на отношение полной на-
грузки к постоянной, но не
более чем на 1,2.
Расчетную температуру
вечномерзлого грунта для
свайных н столбчатых фун-
даментов опор мостов опре-
деляют по формуле
=Уо—*иэ) <*kt -Нм. (Ю-2)
где to — температура вечномерзлого грунта, °C, на глубине 10 м,
принимаемая за среднегодовую и определяемая по данным инже-
нерных изысканий с учетом прогноза ее изменения при постройке
сооружения; tm—температура начала замерзания, °C, равная для
незаселенных песков 0, супесей — 0,1, суглинков - и глин — 0,2
(в остальных случаях определяется в зависимости от концентрации
порового раствора по данным норм проектирования); а — коэффи-
циент сезонного изменения температур; kt — коэффициент теплово-
го влияния фундамента для свай и столбов при глубине z>2 м
равный 1, а при меньшей глубине — 0,9. ____।
Значения а определяют в зависимости от величины z V^cM/Xu,
где см и Хм — соответственно объемная теплоемкость, ккал/(м3-°С),
370
и коэффициент теплопроводности, ккал/(м-ч-°С), мерзлого грунта;
z — глубина, м:
ч0-» . . О 25 50 75 100 125 150 175 200 300
а............. О 0,4 0,67 0,85 0,95 1,01 1,03 1,03 1,02 1
Расчетные сопротивления R и /?см1 следует определять испыта-
нием образцов мерзлого грунта на сжатие и сдвиг в мерзлотных
камерах на специальных приборах. При отсутствии опытных дан-
ных значения R под подошвой свай и столбов без уширений для
незасоленных грунтов допускается принимать по табл. 10.1, а зна-
чения Ясм по боковым поверхностям любых несущих элементов —
по табл. 10.2.
При действии поперечных нагрузок сваи н столбы считают жест-
ко защемленными в вечномерзлом грунте, как в скале.
Расчетную глубину погружения несущего элемента от поверх-
ности грунта или подошвы низкого ростверка до уровня заделки в
однородном мерзлом грунте определяют (см. рис. 10.4, а), как
/к=А Ат ~4/, (10.3)
где Ят — мощность слоя оттаявшего грунта или расстояние от по-
дошвы низкого ростверка до границы мерзлоты на период наиболь-
шего оттаивания летом; ДАТ— расстояние от границы мерзлоты до
уровня залегания грунта в твердомерзлом состоянии.
Величину ДАТ устанавливают по графику изменения температу-
ры мерзлого грунта с глубиной (см. рнс. 10.4, б и в) н значению
температуры 1Т, при которой грунт переходит в твердомерзлое со-
стояние.
Расположенный выше сечения заделки /—1 грунт в пределах
глубины h считают средой, свойства которой характеризуются ко-
эффициентом постели, линейно возрастающим по глубине. При
этом коэффициент пропорциональности грунта определяют в зави-
симости от его свойств в немерзлом состоянии по табл. 7.12.
Перемещения сван или столба брр, дм г и дмм от единичных уси-
лий находят по формулам (7.51), как для случая заделки несуще-
го элемента в скалу. Длину сжатия принимают равной fa—lo+h.
После определения несущей способности сван (столба) по грун-
ту Fd и характеристик ее продольной н поперечной жесткости pi,
pa—рч по формулам (7.68), (7.62)...(7.64) дальнейший расчет и
проектирование фундамента ведут, пользуясь данными § 7.4—7.10,
как и для фундаментов с несущими элементами, погруженными в
немерзлые грунты. Минимальные расстояния между осями сосед-
них свай и столбов t„ принимают в зависимости от способа нх
погружения. При установке несущих элементов в пробуренные
скважины диаметром м и /м—2iZCK, а в случае аск>1 м
tK—^ск+1 м. Для свай, забиваемых в предварительно отогретый
грунт, t„—3d, где d—толщина ствола сваи. Обязательной явля-
13» 371
Та блица 10.1
ется проверка на выпучивание несущих элементов силами мороз-
ного пучения грунтов деятельного слоя, рассматриваемая далее.
Как показали исследования, при расчете фундаментов и опор из
несущих элементов, расположенных в один ряд, на нагрузки, дей-
ствующие вдоль оси моста при адЛ>1,5, максимальные изгибаю-
щие моменты в сечениях несущих элементов ниже поверхности
грунта, определенные исходя из наибольшей глубины оттаивания
грунта Нт, могут оказаться меньше моментов, возникающих в про-
цессе оттаивания грунтов деятельного слоя при более высоком
положении уровня защемления. В таких случаях, кроме проверки
прочности и трещиноустойчивости несущих элементов по изгибаю-
щему моменту, определяемому по выражению (7.55) при самом
низком положении уровня заделки в мерзлоту, требуется еще до-
полнительная проверка по моменту, вычисляемому по формуле
Л1; = 1,ЗГо/ая+О,8Л1о. (Ю.4)
Для столбов необходимо выполнить также условие прочности
мерзлого грунта в месте заделки
(6Л1А+4QftZfa)/(rfA®) < (ус/уя) R, (10.5)
где Мн н Qk — изгибающий момент и поперечная сила в уровне
заделки столба в мерзлый грунт, определяемые по формулам
(7.55) и (7.56); ус и уп— коэффициенту условий работы и надеж-
ности; R— расчетное сопротивление мерзлого грунта сжатию, уста-
навливается как для фундамента мелкого заложения на глубине h
в зависимости от вида и температуры грунта по данным норм
проектирования оснований и фундаментов на вечномерзлых
грунтах.
При назначении глубины погружения свай и столбов в опорах
мостов в мерзлый грунт необходимо, чтобы их низ был расположен
минимум на 4 м выше кровли подземных льдов или грунтов, имею-
щих слоистую или сетчатую текстуру. Если этого обеспечить нель-
зя, то несущие элементы заглубляют, прорезая лед и такие грунты.
Возводить сооружение по принципу П целесообразно в том
случае, когда мерзлоту под ним сохранить трудно или экономиче-
372
373
ски невыгодно. При строительстве фундаментов по этому принципу
возможны два способа использования вечномерзлых грунтов.
По первому способу допускается оттаивание мерзлых грунтов
в процессе строительства и эксплуатации сооружения. Во втором
способе производят предварительное оттаивание до постройки со-
оружений, а при необходимости укрепляют и оттаявший грунт.
В строительстве транспортных сооружений в основном применя-
ют первый способ, когда слой вечномерзлого грунта имеет неболь-
шую мощность, высокую температуру и неустойчивый температур-
ный режим, а также когда этот слой на небольшой глубине подсти-
лается скалой или крупнообломочными грунтами, имеющими вы-
сокую несущую способность при положительной температуре.
При близком залегании скальных грунтов (до 5 м), не имею-
щих значительных трещин, заполненных льдом, а также непроса-
дочных крупнообломочиых грунтов применяют фундаменты мелко-
го заложения с опиранием их подошв иа такие грунты. В подобных
условиях фундаменты мелкого заложения устраивают при массив-
ных опорах на реках с сильным ледоходом. Фундаменты мелкого
заложения проектируют с развитыми в плане нижними плитами,
выполняющими роль анкеров ниже границы промерзания при
воздействии касательных сил морозного пучения промерзающего
слоя на боковые поверхности опор и фундаментов.
Если скальные грунты залегают на значительной глубине, при-
меняют сваи-стойки и столбы, забуренные в скалу.
Под русловой частью крупных рек вечная мерзлота может от-
сутствовать, и в таких условиях фундаменты опор мостов строят
обычным путем. Под средними водотоками в силу их отепляющего
влияния верхняя граница вечной мерзлоты может залегать на зна-
чительной глубине. В этих случаях между деятельным слоем и
вечной мерзлотой образуется слой талого грунта. При достаточной
несущей способности этого слоя и значительной его мощности,
исключающей оттаивание нижележащей мерзлоты после постройки
сооружения, фундаменты можно проектировать так же, как и в та-
лых грунтах, т. е. оставляя подошвы фундаментов, свай и столбов
в слое талого грунта.
Для увеличения несущей способности свай и столбов на сжи-
мающие осевые нагрузки, а также увеличения сопротивления вы-
дергивающим нагрузкам от сил морозного пучения устраивают
уширенные пяты. Если слой мерзлоты имеет небольшую мощность
и залегает близко к поверхности (островная мерзлота), может ока-
заться целесообразным пройти этот слой сваями или столбами до
талых грунтов, имеющих достаточную несущую способность.
В случаях расположения в основаниях нескальных высокотем-
пературных мерзлых грунтов большой мощности, оттаивающих в
процессе эксплуатации сооружения, целесообразны фундаменты на
сваях, погружаемых на значительные глубины. При этом концы
свай не следует опирать на грунты, имевшие в мерзлом состоянии
374
слоистую или сетчатую текстуру, которые при оттаивании облада-
ют высокой просадочностью. Сваи нужно заглублять в несвязные
плотные и средней плотности грунты, а также в глинистые непро-
садочные грунты твердой и полутвердой консистенции.
При использовании висячих несущих элементов, погруженных в
мерзлые грунты, оттаивающие в процессе эксплуатации моста, при-
меняют мосты внешне статические определимых систем, у которых
неравномерные осадки опор не вызывают повреждений пролетных
строений.
В промышленном и гражданском строительстве способ, допу-
скающий оттаивание мерзлых грунтов в процессе строительства и
эксплуатации зданий и сооружений, применяют, главным образом,
при их возведении иа непросадочных грунтах; При больших дефор-
мациях оснований предусматривают использование конструкций,
мало чувствительных к неравномерным осадкам фундаментов, а
также мероприятия, уменьшающие деформации оснований.
Способы замены, предварительного оттаивания и укрепления
оттаявших грунтов основания применяют при небольшой мощности
мерзлых грунтов, островном их залегании, наличии в них талых
прослоек и при относительно высокой температуре мерзлых грунтов.
Для предпостроечного оттаивания грунтов можно применить
естественное солнечное тепло, гидравлический метод, паро- и
электроотогревание. Оттаявшие грунты можно укрепить одним из
методов, рассмотренных в гл. 6.
Фундаменты и основания при использовании принципа II рас-
считывают по первой и второй группам предельных состояний. Не-
сущую способность свай и столбов, опертых иа скалу или забурен-
ных в нее, определяют с учетом возможного развития негативных
сил трения, возникающих при оттаивании залегающих над скалой
мерзлых грунтов и их осадке относительно стволов, несущих эле-
ментов
Fa—УЯА—uRet. Л (10.6)
где ус, R и А имеют тот же смысл, что и в формуле (7.11); «—на-
ружный периметр сечеиия несущего элемента в пределах всей глу-
бины оттаивания мерзлого грунта Л; Rcam— негативное треиие,
принимаемое в среднем равным 10 кПа.
При нескальных грунтах их несущую способность в основании
фундаментов мелкого заложения и при проверке напряжений иа
уровне концов свай, а также несущую способность свай и столбов
по сопротивлению грунта находят по характеристикам грунтов
после их оттаивания, как для обычных немерзлых грунтов, поль-
зуясь данными § 1.3, 7.3 и 7.9.
Осадки фундаментов опор мостов, горизонтальные перемещения
и углы поворота ростверков свайных и столбчатых фундаментов
определяют, также для состояния полного оттаивания мерзлых
грунтов с использованием соответствующих характеристик дефор-
376
мативности талых грунтов, поскольку наибольшие значения пере-
мещения фундаментов имеют на этой стадии.
При определении изгибающих моментов и усилий в сваях или
столбах необходимо учитывать не только конечную, но и промежу-
точные стадии работы фундаментов в процессе оттаивания мерзло-
ты. При неполном оттаивании мерзлоты длина сжатия 1ц несущего
элемента будет меньше, чем для конечной стадии полного оттаива-
ния, так как мерзлота препятствует свободным продольным дефор-
мациям ствола сваи или столба. Уменьшение 1ц ведет к возраста-
нию коэффициента продольной жесткости pi (см. формулу (7.68)].
Если сваи или столбы в направлении, перпендикулярном расчетно-
му, расположены в два ряда и более, то, как следует из формулы
(7.96), увеличение pi приводит к возрастанию изгибающего момен-
та на уровне подошвы ростверка при положительном значении мо-
мента, так как уменьшается вычитаемый второй член в этой форму-
ле. Когда на фундамент действует большой момент и небольшая
горизонтальная сила, момент в голове сваи будет отрицательным.
В этом случае уменьшение In вызовет снижение этого момента по
абсолютному значению и определять его для промежуточных ста-
дий нет необходимости. Уменьшение In, как это следует из анализа
формулы (7.95), вызовет несущественное увеличение продольных
сил в сваях, так как в формуле (7.92) для 1У° второе слагаемое в
правой части мало по сравнению с первым, особенно при большом
числе свай.
Расчет фундаментов на воздействие сил морозного пучения грун-
тов. При пучинистых грунтах деятельного слоя вечномерзлых грун-
тов, используемых по принципу I, или слоя сезонного промерзания
грунта в районах, где вечная мерзлота отсутствует, в случае ее
оттаивания при применении принципа II должны быть обеспечены
устойчивость фундамента против выпучивания и прочность его ма-
териала от воздействия сил морозного пучения грунта, как в экс-
плуатационный, так и в строительный периоды.
Для исключения воздействия на фундаменты опор мостов нор-
мальных сил морозного пучения независимо от принципа использо-
вания мерзлых грунтов основания подошву фундамента мелкого
заложения закладывают не менее чем на 0,5 м, а подошву низкого
ростверка — на 0,25 м ниже расчетной границы промерзания — от-
таивания грунта. Подошву высокого ростверка располагают в про-
межуточных опорах мостов выше уровня поверхности пучинистых
грунтов не менее чем на 1 м, а в устоях — 0,5 м.
В общем случае устойчивость сваи или столба без уширений в
нижней части на выпучивание касательными силами морозного
пучения (рис. 10.5) будет обеспечена, если выполняется условие
rnaAn<(Ye/Yn)^,y+Ar+gc, <Ю.7>
где гп — расчетная удельная касательная сила пучения; и — пери-
метр сечения ствола несущего элемента; Лп — расчетная толщина
376
слоя пучащегося грунта; ус=1— коэффициент условий работы;
ул=1,1— коэффициент надежности; Fy — расчетная сила сопротив-
ления грунта, удерживающая фундамент от выпучивания; N — про-
дольная сила в голове несущего элемента от постоянных нагрузбк,
вычисленных с коэффициентом надежности по нагрузке, равным
<1; gc — собственный вес несущего элемента.
Левая часть условия (10.7) определяет суммарную силу пуче-
ния, действующую на верхнюю часть несущего элемента в пределах
глубины промерзания — оттаивания. Значения удельных сил пуче-
ния тп должны устанавливаться пу-
тем проведения специальных поле-
вых измерений касательных сил пу-
чения на площадке предполагаемого
строительства сооружения. При от-
сутствии опытных данных их можно
принимать по табл. 10.3.
В этой таблице зцачения тп да-
ны для необработанной бетонной
поверхности несущих элементов.
Для гладких металлических оболо-
чек значения тп умножают на 0,7, а
для деревянных свай, антисептиро-
Рис. 10.5. Схемы к расчету сваи
или столба иа воздействие сил
пучения:
ванных масляными антисептика-
ми— на 0,9. В таблице наименова-
ния и характеристики грунтов, зна-
чения тп сверху вниз соответствуют
сильнопучинистым, среднепучини-
стым и слабопучинистым грунтам.
Для фундаментов водопропуск-
а — при использовании мерзлых грун-
тов по принципу I; б — в сезонио-
промерзающих грунтах и прн Исполь-
зовании мерзлых грунтов по принци-
пу II
ных сооружений при использовании
грунтов по принципу I величину hB принимают равной расчетной
глубине сезонного оттаивания. Для фундаментов транспортных со-
оружений, эксплуатируемых при сохранении устойчивого снегового
покрова, значения Тп и hn на основе опытных данных или специаль-
ных теплотехнических расчетов могут быть уменьшены, за счет бо-
лее высокой температуры- мерзлого пучинистого грунта под снегом
(при которой развиваются меньшие силы пучения) и меньшей глу-
бины его промерзания.
При использовании мерзлых грунтов по принципу II, а также в
районах с сезонным промерзанием грунтов, где вечная мерзлота
отсутствует, значения ha для отдельно стоящих несущих элементов
могут быть приняты 0,7.. .0,9 от расчетной глубины сезонного про-
мерзания, что соответствует максимальным значениям суммарной
силы пучения. Однако следует учитывать возможность возникно-
вения при резких понижениях температур наружного воздуха пи-
ковых сил пучения и при меньших значениях йп вследствие кратко-
временного увеличения тп в такие периоды. Как показали спе-
377
Таблица 10.3
Грунты и степень водонасыщении Расчетные удельные силы пучення тп, МПа, при глубине сезонного нромерза- нви — оттаивании, м
1,0 2,0 3.0
Пылевато-глинистые при /г >0,5, пес- ки мелкие и пылеватые при Sr >0,95 0,13 0,11 0,09
Пылевато-глинистые при 0,25 <Sr^ ^0,5, пески мелкие и пылеватые при 0£<Sr^0,95, крупнообломочные с за- полнителем (глинистым, мелкопесчаным и пылеватым) более 30% 0,1 0,09 0,07
Пылевато-глинистые при /г,^0Д5, пески мелкие и пылеватые при 0,6< <Sr^0,8, а также крупиообломочные с заполнителем (глинистым, мелкопесча- ным и пылеватым) от 10 до 30% 0,08 0,07 0,05
циальные исследования, для несущих элементов, размещенных иа
минимальных расстояниях в рядах, пиковые значения сил пучения
в процессе промерзания грунтов не возникают, а максимальные
суммарные силы пучеиия устанавливаются к концу сезона промер-
зания при глубине 0,85.. .0,95 от наибольшей глубины промерзания
грунта за сезон. Для свай и столбов,, размещенных в ряду на ми-
нимальных расстояниях в промерзающих водонасыщениых песча-
ных грунтах и супесях, возможно значительное снижение тв по
сравнению с отдельно стоящими сваями и столбами в результате
влияния ряда.
При использовании грунтов по принципу I удерживающими си-
лами Fy в условии (10.7) являются силы смерзания несущего эле-
мента с вечномерзлым грунтом Fy=Fll по глубине его заделки в
мерзлоту (см. рис. 10.5, а), определяемые по формуле
(10.8)
I
где k и Кеш — мощность i-ro слоя и расчетное сопротивление сдвигу
мерзлого грунта или раствора по поверхности смерзания в преде-
лах слоя, определяемое, как и в формуле (10.1).
Для сезониопромерзающих грунтов, а также мерзлых грунтов,
используемых по принципу II, удерживающими силами . являются
силы сопротивления сдвигу иемерзлого грунта (силы трения) по
боковой поверхности несущего элемента ниже границы промерза-
ния Fy=FT (см. рис. 10.5, б). Равнодействующую этих сил находят
378
по формуле
п
(10.9)
/"1
где ус// и ft принимают, как и в формуле (7.9), при определении
несущей способности свай и столбов по грунту.
Расчетное растягивающее усилие от сил пучения, действующее
в опасном сечении 1—1 (см. рис. 10.5) на уровне границы промер-
зания грунта, определяют по формуле
Np—xDuha—g"—TV, (10.10)
где £св — вес верхней части несущего элемента (выше сечения
1-1).
По значению проверяют прочность и трещиностойкость мате-
риала ствола несущих элементов. По этому же усилию находят
необходимую площадь сечения арматуры свай и столбов, если
прочность и трещиностойкость не обеспечивается при имеющемся
их армировании.
Из анализа зависимости (10.7) вытекают практические методы
борьбы с выпучиванием свай и столбов. Увеличение устойчивости
на выпучивание может быть достигнуто: увеличением глубины за-
делки свай и столбов в мерзлом (принцип I) или в талом грунте
(принцип II и сезоннопромерзающие грунты); передачей на них
больших нагрузок (в мостах — применением больших пролетов, а
также уменьшением числа свай или столбов в опоре за счет прида-
ния им большей несущей способности); увеличением сил смерза-
ния на участке заделки в мерзлоту (принцип I); применением ан-
керующих уширений ствола в нижней части свай и столбов; умень-
шением сил пучения с помощью специальных мероприятий.
Увеличение сил смерзания на участке заделки свай и столбов
в вечную мерзлоту, погружаемых в пробуренные скважины, Может
быть достигнуто приданием рифленой (шероховатой) поверхности
нижним частям несущих элементов, применением растворов для
заполнения пространства между несущим элементом и стенками
скважин, которые при замерзании (затвердевании) имеют более
высокую прочность.*
Для уменьшения сил пучения боковым поверхностям несущих
элементов в пределах глубины промерзания придают гладкую по-
верхность, наклон, применяют специальные покрытия и пластич-
ные смазки, например БАМ-3, БАМ-4 и др. Следует отметить, что
для фундаментов транспортных сооружений, на которые действу-
ют значительные горизонтальные нагрузки, применение пластичных
смазок может ухудшить защемление несущих элементов в верхнем
слое грунта. Для забивных свай при устройстве покрытий и пла-
стичных смазок требуется предварительное бурение скважин и в
талых грунтах диаметром, превышающим толщину свай, на глуби-
379
ну промерзания грунта, что также ухудшает работу свай на гори-
зонтальные нагрузки и осложняет возведение фундаментов. Каса-
тельные силы морозного пучения могут быть значительно снижены
или полностью устранены утеплением поверхности грунта у фунда-
ментов различными теплоизоляционными материалами. Для фун-
даментов мостов искусственное утепление грунта может приме-
няться как временное мероприятие на период их возведения.
Как следует из выражений (10.7) и (10.10), наихудшие условия
работы свай и столбов на воздействие касательных сил морозного
пучения создаются во время строительства, когда несущие элемен-
ты на зимний период оставляются ненагруженными (N—0).
Особенности производства работ. Как указывалось, в условиях
вечномерзлых грунтов широко применяют свайные и столбчатые
фундаменты. Погрузить сваи в мерзлоту можно различными спо-
собами. В пластичномерзлые глинистые грунты при отсутствии в
них крупнообломочных включений и температуре выше —0,5°С для
супесей, —0,8°С для суглинков и —1,2°С для глин сваи нередко
забивают обычным путем без какой-либо предварительной подго-
товки грунта. Однако возможность такого способа ведения работ
должна быть подтверждена результатами пробной забивки.
В остальных случаях для погружения свай и столбов в мерз-
лые грунты применяют способы, основанные на специальной под-
готовке оснований.
При использовании в строительстве транспортных сооружений
мерзлых грунтов по принципам I и II широко применяют способ
установки краном сборных несущих элементов в предварительно
пробуренные скважины (рис. 10.6, а), диаметр которых превышает
наибольший размер несущего элемента dCK>d (буроопускной спо-
соб). Пространство между боковой поверхностью сваи или столба
и стенками скважины заполняют песчаио-цементным раствором,
который до опускания несущего элемента заливают в нижнюю
часть скважины. В промышленном и гражданском строительстве
применяют также песчано-известковые, песчано-глинистые и дру-
гие грунтовые растворы. При погружении сваи раствор вытесняет-
ся вверх и заполняет полость вокруг нее. Верхнюю часть полости
в пределах глубины промерзания — оттаивания заделывают трам-
буемым местным грунтом или песком для создания защемления
сваи в грунте при работе на горизонтальные .нагрузки. Для качест-
венной заделки свай (столбов) круглого сеченая d^60 см диа-
метр скважины на 10.. .20 см должен превышать диаметр сваи.
Скважины под сваи и столбы в мерзлом грунте бурят ударно-ка-
натным способом, преимущественно станками БС-1М, или враща-
тельным способом установками реактивно-турбииного или ротор-
ного бурения с использованием долот шарошечного типа, как и в
случае бурения крупнообломочных и скальных грунтов (см. § 8.2).
Нагрузку на несущие элементы передают после их вмерзания в
грунт. Время вмерзания зависит от температуры мерзлоты, сезона
380
строительства, климатических условий района строительства и спо-
соба бурения скважины. Его определяют опытным путем. Ориен-
тировочно для лета и осени это время при бурении ударио-канат-
ным способом и температуре мерзлоты—1,5°С составляет 25 сут,
а при температуре —3°С—12 сут. Для зимы и весны при тех же
температурах мерзлоты — соответственно 15 и 8 сут.
Рис. 10.6. Схемы способов погружения сваб и столбов
в мерзлые грунты:
/ — свая (столб); 2 — уплотненный грунт на глубину про*
мерзання — оттаивания; 3 — полость, заполненная цементно-
печчаным раствором; 4 — молот; S — зона отогретого грун-
та; 6 — лидерная скважина; 7 — скважнна большего диа-
метра на глубину промерзания — оттаивания; 8 — иолость
внутри оболочки после разработки грунта в процессе погру-
жения
В твердомерзлые грунты сваи также погружают в предвари-
тельно оттаянные цилиндрические зоны грунта (рис. 10.6, б), диа-
метром dor, превышающим наибольший размер поперечного сече-
ния сваи («опускиой» способ). Грунт оттаивают паровыми иглами,
электротоком, специальными нагревателями и др. Наименьшее зна-
чение dOt устанавливают опытным путем из условия возможности
погружения свай. Наибольшее значение из условий последующего
замерзания оттаявшего грунта принимают d0T=2d. В глинистых
грунтах грунт оттаивают на глубину, равную проектной глубине
погружения сваи, в песчаных — на 0,5. ..I'm ниже уровня конца
сваи. В зависимости от свойств оттаявшего грунта сваю погружают
забивкой молотом, виброметодом, а в очень слабые грунты за счет
собственного веса путем ее резкого опускания с высоты 2.. .3 м
краном. Время замерзания грунта вокруг сваи в этом методе полу-
чается наибольшим. Летом и осенью при температуре мерзлого
грунта —1,5°С оно ориентировочно составляет 140 сут и при тем-
пературе— 3°С — 70 сут, а зимой и весной при тех же температу-
рах — соответственно 120 и 50 сут. Для погружения свай в гравий-
381
ные грунты и грунты, содержащие много включений, применять
этот метод затруднительно.
В пластичномерзлые грунты при небольшом содержании в них
крупнообломочных включений (до 20%) или их отсутствии сваи
забивают в предварительно пробуренные лидерные скважины
(рис. 10.6, в), диаметром на 1...2 см меньше наименьшего размера
поперечного сечения сваи (бурозабивной способ). Если сваи заби-
вают зимой и весной, то в пределах верхнего прочного слоя, имею-
щего более низкую температуру в эти периоды, на глубину 1,5...
3,0 м бурят скважины диаметром, превышающим наибольший раз-
мер сечения сваи (для квадратных свай — диагональ поперечного
сечения). Такие скважины устраивают на глубину сезонного про-
мерзания при забивке свай зимой и в районах, где вечная мерзлота
отсутствует. При бурении вращательным способом нагружать сваи
можно через 1.. .3 сут после их забивки.
Разновидностью этого способа является способ погружения же-
лезобетонных оболочек забивкой (рис. 10.6, г) с одновременной
периодической разработкой грунта через их внутреннюю полость
(бурообсадной способ). После погружения оболочек на требуемую
глубину внутреннюю полость заполняют бетоном. Способ приме-
няют в пластичномерзлых грунтах, при чередующихся слоях мерз-
лых и талых грунтов, при наличии прослоек крупнообломочных
грунтов. Для погружения оболочек и бурения грунта используют
станки ударно-канатного бурения УКС-30 и БС-1М. Нижнее звено
сваи имеет на конце стальной нож. Погружение заключается в
периодической обсадке оболочки на 0,3.. .0,4 м молотом станка,
бурении грунта внутри оболочки долотом на глубину 0,2.. .0,3 м
ниже ножа и извлечении шлама желонкой.
Допускается применять буронабивные сваи при условиях дости-
жения бетоном необходимой прочности и смерзания свай с грунтом
до передачи на них нагрузки от сооружения.
При возведении фундаментов мелкого заложения по принципу I
нельзя допускать оттаивания грунтов основания в период производ-
ства работ. В процессе строительства по возможности не следует
нарушать существующие рельеф местности, водный режим основа-
ния, почвенный и растительный покров, которые способствуют
сохранеиию естественного температурного режима мерзлоты.
10.2. Фундаменты на просадочных грунтах
В просадочных лёссовых и лёссовидных грунтах, находящихся в
напряженном состоянии от внешней нагрузки и собственного веса,
при повышении их влажности возникают значительные дополни-
тельные деформации (просадки). Просадочные свойства грунтов
учитывают при строительстве фундаментов транспортных сооруже-
ний, возводимых на суше: путепроводов, эстакад и др., а также
малых мостов через создаваемые оросительные каналы. При воз-
382
ведении мостов через естественные водотоки просадочные явлдииа
возникают редко, так как грунты вблизи таких водотоков, будучи
сильно увлажнены, не обладают просадочными свойствами,
Грунтовые условия строительных площадок по просадрчцости
делят на два типа: I тип, когда просадка только от собственного
веса грунта ие возникает или значение ее ие превышаетбсм;
II тип, когда возможна просадка от собственного веса одфта.
В грунтовых условиях I типа просадка происходит в основном в
пределах деформируемой зоны от иагрузки, передаваемой грунту
фундаментом, или другой внешней нагрузки и собственного веса
грунта в пределах этой зоны. В грунтовых условиях II типа поми-
мо просадки, возникающей в' пределах деформируемой зоны под
сооружением, возможна просадка от собственного веса грунта в
нижней части просадочной толщи.
Расчетным состоянием просадочных грунтов по влажности при
возможности их замачивания является состояние полноговодона-
сыщения (Sr>0,8), а при невозможности замачивания — устано-
вившееся значение влажности, равное природной и>, если w^Wp,
и влажности wp, если w<Wp (wp—влажность на границе раска-
тывания).
Возможную просадку основания под фундаментом определяют
по формуле
= V (Ю. 11)
где ы—относительная просадочиость грунта /-го слоя, опреде-
ляемая при давлении pi, равном сумме давления от фундамента
сооружения и давления от собственного веса грунта в середине
слоя, мощностью А/.
Коэффициент ktt,i для фундаментов шириной 6^12 м прини-
мают равным 1, а при 6^3 м вычисляют по формуле
^4е=0«5-|“ —Ра,МР&
где р — среднее напряжение под подошвой фундамента; p,i,i—на-
чальное просадочное давление /-го слоя грунта; ро=1ОО—давле-
ние, кПа. Просадочными считают грунты, у которых s«i^0,01.
Для определения просадки под подошвой фундамента строят
эпюры суммарных напряжений в основании от собственного веса
грунта и давления фундамента, а также график измеиеиия с глуби-
ной начального просадочного давления (рис. 10.7).
В случае замачивания сверху больших площадей или снизу
вследствие подъема УПВ при определении просадки в зависимости
от соотношений суммарных напряжений в основании и значений
начального просадочного давления выделяют три зоны: верхнюю
деформируемую зоиу I, где возникают просадки от давления фун-
дамента и собственного веса грунта; среднюю нейтральную ао-
383
ну II, где просадки отсутствуют, и нижнюю зону III просадок от
собственного веса грунта. В частных случаях при малых значениях
psi.i нейтральной зоны может не быть, а при больших значениях
psi,i может отсутствовать либо зона I, либо зона III. Просадки
определяют по формуле (10.11) для зон I и III. Нижняя граница
зоны III определяется уровнем залегания непросадочных грунтов.
При замачивании из
Рис. 10.7. Схема к расчету
просадок основания:
1 — эпюра напряжений от соб-
ственного веса грунта; 2 —эпю-
ра суммарных напряжений от
веса грунта и от нагрузки, пе-
редаваемой фундаментом; 3 —
изменение с глубиной началь-
ного просадочного давления
местного источника, расположенного в
стороне от фундамента, учитывают толь-
ко ограниченное замачивание нижней зо-
ны основания вследствие распростране-
ния воды в стороны от источника замачи-
вания под углом 35.. .50° к вертикали.
Для вычисления просадки необходимо
иметь данные об относительной проса-
дочности грунтов Bsi каждого слоя, опре-
деленной испытаниями образцов грунта
при разных значениях нормальных дав-
лений р, т. е. зависимость ssi от р.
При проектировании фундаментов на
просадочных грунтах их размеры вначале
определяют по расчётным сопротивле-
ниям грунтов, которые находят при не-
возможности замачивания при их устано-
вившейся влажности, а при возможности
замачивания — по характеристикам грун-
тов после замачивания. Затем во втором
случае определяют возможную просадку
грунта при его замачивании с целью вы-
бора вида основания, конструкций фун-
даментов и мероприятий, обеспечиваю-
щих эксплуатационную пригодность со-
оружения.
Если сумма осадки фундамента до
замачивания основания (см. гл. 2) и его
просадки после замачивания, а также степень неравномерности
суммарных перемещений и деформаций не превысят значений, пре-
дельно допустимых для данного сооружения, то никаких дополни-
тельных мероприятий не предусматривают.
В тех случаях, когда возможное значение суммарного переме-
щения фундамента превысит предельно допустимое, нормальную
эксплуатацию сооружения можно обеспечить следующими меро-
приятиями: полной или частичной прорезкой просадочной толщи
фундаментами, например свайными; устранением просадочных
свойств грунтов в пределах всей или части просадочной толщи
путем их укрепления; снижением напряжений под подошвой фун-
даментов (p^Psi.i)’, применением конструктивных мероприятий;
предохранением просадочных грунтов от замачивания.
384
Группу мероприятий или их сочетание выбирают на основе тех-
нико-экономических сравнений различных вариантов с учетом осо-
бенностей данного сооружения.
Конструктивным мероприятием при проектировании транспорт-
ного сооружения является рациональный выбор его схемы. Соору-
жения внешне статически неопределимых систем целесообразно
устраивать только в случаях прорезки фундаментами просадочной
толщи до прочных и малосжимаемых грунтов.
10.3. Фундаменты в сейсмических районах
В районах, подверженных землетрясениям, основания и фунда-
менты сооружений с расчетной сейсмичностью 7, 8 и 9 баллов
должны быть рассчитаны на действие сейсмических нагрузок.
Последние являются инерционными силами, которые возникают
при колебаниях сооружений, вызванных землетрясениями. Рас-
четную сейсмичность мостов и труб определяют по нормам проек-
тирования.
В СССР сейсмические нагрузки принято определять спектраль-
ным методом, который учитывает интенсивность землетрясений,
зависящую от расчетной сейсмичности сооружения, и динамические
характеристики сооружения, определяемые его расчетом на собст-
венные колебания. Расчетная схема сооружения при определении
характристик этих колебаний, влияющих на величину инерцион-
ных сил, обычно представляет собой систему с конечным числом
степеней свободы. Распределенные массы, в том числе и массы
временных нагрузок, при расчете заменяют сосредоточенными, при-
ложенными в центрах масс соответствующих элементов сооруже-
ния. При нескальных грунтах, а также при свайных и столбчатых
фундаментах, учитывают упругую податливость оснований, свай и
столбов.
Расчет такой упругой системы на собственные колебания ведут
методами, рассматриваемыми в курсах динамики сооружений. Схе-
му распределения сейсмических сил принимают в зависимости от
расположения сосредоточенных масс на расчетной схеме.
Для транспортных сооружений действующую в точке К сейсми-
ческую силу, где сосредоточена масса Мк, соответствующую i-му
тону свободных колебаний, определяют по формуле
(10.12)
где А — коэффициент, зависящий от расчетной сейсмичности соору-
жения; ki — коэффициент, учитывающий допускаемые поврежде-
ния сооружения; — коэффициент динамичности, соответствующий
i-му тону собственных колебаний сооружения; т]м — коэффициент,
зависящий от формы деформации сооружения при его колебаниях
по i-му тону и от координаты точки К; g—ускорение свободного
падения.
385
Произведение коэффициентов Ak\ для мостов принимают в за-
висимости от их сейсмичности.
Расчетная сейсмичность моста,
баллы........................... 7 8
Aki............................. 0,025 0,05
9
0,1
Коэффициент динамичности для мостов определяют независимо
от вида грунтов основания
1,1/Го (10.13)
где Ti — период собственных колебаний по i-му тоиу, с. Значения
${, установленные по этой формуле, принимают ие менее 0,8 и не
более 2,7.
Величины Ti и t]a определяют расчетом на собственные коле-
бания.
Сейсмические силы могут иметь любое направление. Для фун-
даментов опор мостов преимущественное значение имеют горизон-
тальные сейсмические силы.
При проектировании фундаментов мелкого заложения на ие-
скальных грунтах для массивных опор мостов определение сейсми-
ческих-сил значительно упрощается. Опору и ее фундамент по
сравнению с грунтом можио рассматривать как абсолютно жест-
кое тело.
Массу опоры Af0 фундамента Мф, присоединенную массу про-
летных строений, опирающихся на опору Afn, и вертикальной по-
движной нагрузки Мя заменим суммарной массой М—Мо+Мф+
Ч-МиХМи, приложенной в общем центре масс (рис. 10.8, а—в).
Расстояние до Последнего по вертикали от подошвы фундамента
Иц определяют по выражению
Лц=[М0Л0+^фАф+(Мв + Мв) ha]/M,
где ho, h$ и he — расстояния до центров масс и точек приложения
присоединенных масс (рис. 10.8, а).
При расчете на колебания грунт можио рассматривать как
упругое тело.
Основной характеристикой деформ ативности грунта является
коэффициент упругого равномерного сжатия Сг (коэффициент по-
стели). Его определяют экспериментально. При отсутствии опыт-
ных данных по непосредственному определению Сг его допускает-
ся Определять через модуль деформации грунта Е для фундаментов
с площадью подошвы 4^200 м2 по формуле
(1 + УДД)Х (10.14)
где Ьо — коэффициент, м-1, для песков, принимаемый равным 1,
для супесей и суглинков—1,2, для глин и крупнообломочных грун-
тов—1,5; 4о=1О м2.
386
Реактивные усилия и момент (коэффициенты жесткости осно-
вания) по подошве фундамента, возникающие при его единичных
вертикальном и горизонтальном перемещениях и единичном пово-
роте соответственно, определяют по формулам:
Kz^CtA-, Кх=С,7СгА-, (10.15)
где Кс — коэффициент, зависящий от формы фундамента, опреде-
ляемый по рис. 10.9 в зависимости от п-а/Ь, где а и b—длина и
ширина подошвы фундамента; I — момент инерции подошвы фун-
дамента относительно оси ее поворота.
Рис. 10.8. Схемы к расчету массивной опо-
ры моста на колебания
а/Ь
Предположим, что общий центр масс и центр тяжести подошвы
фундамента лежат на одной вертикали. Тогда можно рассматри-
вать горизонтальные и вращательные колебания опоры независимо
от вертикальных колебаний.
Поместим начало координат в общем центре масс. Допустим,
что под воздействием землетрясения система, выведенная из состоя-
ния равновесия, получила перемещения, изображенные на рис.
10.8, б.
Составим уравнения движения системы по оси х и относитель-
но у без учета рассеяния энергии при колебаниях, так как этот учет
практически не сказывается на значениях частот собственных ко-
лебаний. Для этого спроектируем все силы на ось х и определим
момент сил относительно оси у:
Мх!' + Кх (х—(вЛд)=0;
V»" 4-ЛГл—Кх (х — (оАц) Ац—0.
Во втором уравнении ие будем учитывать первый член fiyto"—
инерционный момент вращения массы относительно оси у. Такая
387
(10.16)
предпосылка является принятой в методах расчета строительных
конструкций и мостов на собственные колебания с использованием
дискретных схем. Тогда из второго уравнения выразим ш
Подставив это выражение в первое уравнение (10.16), окончатель-
но получим дифференциальное уравнение свободных горизонталь-
ных колебаний системы
Мх"+[KxKJ(Ka+К Я)] х=0, (10.17)
из которого найдем период собственных горизонтальных колебаний
Гг=2л V М(КШ+КЯ.)/(КШКХ). (Ю.18)
Дифференциальное уравнение свободных вертикальных колеба-
ний (рис. 10.8, в) имеет простейший вид:
Мг'+А>=0. (10.19)
Период собственных вертикальных колебаний будет равен
Т^2лУМ/Кг.
(10.20)
t
Рис. 10.10. Схема к рас-
чету опоры на свайном
фундаменте на собствен-
ные горизонтальные ко-
лебания
При расчете на колебания опор со свайными фундаментами бу-
дем исходить из тех же предпосылок, которые приняты при расче-
те на статические нагрузки (см. § 7.6). Сваи будем считать лишен-
ными массы, так как ее влияние на колебания фундамента сказы-
вается мало. При необходимости можно учесть часть массы свай
Men, «присоединенной» к массе ростверка
п
л*сп=о,23 2 ?свг,
где qca — масса 1 м сваи; I — длина сваи от
подошвы ростверка до уровня ее заделки в
грунте. Для фундаментов с высокими рост-
верками может быть учтена «присоединен-
ная» масса воды в объеме, равном объему
свай от подошвы ростверка до уровня дна
реки, хотя ее влияние в большинстве слу-
чаев также несущественно.
Рассмотрим колебания симметричного
фундамента (рис. 10.10). Начало коорди-
нат, так же как и в случае фундамента мел-
кого заложения, поместим в центре масс.
Для вывода дифференциальных уравнений
движения такой системы удобно воспользо-
ваться выражениями для реакций в услов-
388
ных связях от единичных перемещений, которые получены при ста-
тическом расчете свайного фундамента методом перемещений.
При смещении центра масс на х и повороте опоры на угол о
(см. рис. 10.10) центр подошвы ростверка сместится на величину
и—х—
При этом возникнут реактивная горизонтальная сила
Х=-(гй«+гмш)
и момент Mv относительно оси у, проходящей ферез центр масс
(точку О), перпендикулярно плоскости колебаний
Му гмш) 4- (г^и 4- гио>) йц.
Дифференциальные уравнения движения системы вдоль оси х
и относительно оси у в этом случае будут:
JWxff4-r22.x:4-(r23-r22All)a>'=0; 1 (10 21)
4" (Г33 4" 22^ и — 2г2зАц) 4* (г2з — ГодЛд) х = 0. J
Если не учитывать инерционный момент вращения массы
то из этих уравнений получим одно дифференциальное уравнение
горизонтальных колебаний
Мх"+[(г22гзз —^‘8з)/(Гзз4-^’ 22^и—2гиЛц)]х=0. (10.22)
Из этого уравнения найдем период горизонтальных колебаний си-
стемы
7Г х= 2л [Лж (Гзз 4- Г22йд - 2rMI(r^r3Z - ги). ' (10.23)
Уравнение вертикальных колебаний
Л1г"4-г11г=в0. (10.24)
Период собственных вертикальных колебаний системы
Гв=2лу7*7гП- (10.25)
В выражениях (10.21)...(10.25) значения реакций Гц> Гм, гзз Й
Газ от единичных перемещений ростверка определяют по формулам
(7.69)... (7.74).
Для фундаментов с одними вертикальными сваями, раскрывая
значения реакций по формулам (7.88), получим:
Pl JI (Х,)2 + Л?4 + »Р2*ц + 2лР3Лц
1-1
п
«Р2Р1 3 (*/)2 + л2Р2Р4 —«2Рз
1-1
Гв=2л УМ/(пР1).
(10.26)
(10.27)
389
При определении pi—pi по выражениям (7.68), (7.62)...(7.64)
следует учитывать возможность изменения деформационных харак-
теристик некоторых грунтов при землетрясениях и кратковремен-
ный характер действия сейсмических сил. Для мелких и пылеватых
водонасыщенных песков, мягко- и текучепластичных глинистых
грунтов, которые под действием сейсмических колебаний становят-
ся более деформативными, коэффициент пропорциональности К,
входящий в формулу (7.44) для определения коэффициента дефор-
мации ад, принимают по табл. 7.12, уменьшенным на 30%. В то же
время при других грунтах кратковременный и знакопеременный
характер воздействия сейсмических сил приводит к возрастанию
К по сравнению со случаем действия статических нагрузок, а сле-
довательно, и к увеличению ад. Значения К и ад лучше всего опре-
делять испытаниями свай на горизонтальные нагрузки по специаль-
ной ускоренной методике приложения ступеней нагрузки. В случае
отсутствия данных таких испытаний при крупнообломочных грун-
тах, плотных гравелистых песках, твердых и полутвердых глини-
стых грунтах значения ад, определенные обычным путем, могут
быть увеличены до 60%.
Используя рассмотренную выше методику определения перио-
дов собственных колебаний жестких опор, можно получить форму-
лу для определения периода горизонтальных собственных колеба-
ний опоры с фундаментом глубокого заложения (см. § 9.1).
Гг=2я УM\h\-Zhjift + Л2/6 4-2Ся7/(/<й2а1))]/(/Сй4ар/36+С„7),
(10.28)
где йц—расстояние от подошвы фундамента до центра масс.
Сейсмические нагрузки, действующие на фундамент массивной
опоры, приложенные в центре масс, определяют по общей зависи-
мости (10.12), подставляя в нее суммарную массу М и принимая
т)»й=1. Входящий в эту зависимость коэффициент динамичности
находят по формуле (10.13), подставляя в нее значение периода
колебаний, вычисленное в зависимости от вида фундамента и на-
правления действия сейсмической силы по одному из выражений
(10.18), (10.20), (10.23), (10.25)... (10.28).
Горизонтальные сейсмические нагрузки, действующие на гиб-
кие мостовые опоры, определяют по дискретной схеме гибкого вер-
тикального консольного стержня с учетом упругой податливости
его основания. Опору по высоте делят на несколько участков (обыч-
но от 3 до 10). Массу каждого участка прикладывают в его центре.
Сейсмические силы вычисляют по формуле (10.12). Расчет на соб-
ственные колебания, которым находят Ti и тр*, определение сей-
смических сил, результирующих горизонтальных сил и моментов,
действующих на фундамент, выполняют на ЭВМ. Обычно учиты-
вают сейсмические силы, соответствующие первым трем тонам соб-
ственных колебаний (при числе масс больше трех).
390
При расчете фундаментов устоев и подпорных стен давление
грунта следует определять с учетом сейсмического воздействия.
Активное и пассивное давления несвязного грунта р'»Ф и р'пф
при вертикальной грани стены и горизонтальной поверхности грун-
та за стеикой определяют по формулам (4.1), в которых
циенты активного Х'а и пассивного Х'п давлений находят
жеииям
у_____________________cos?(yt — «) ______________
“ ~ cos Cfo + «) [1 + У sin (?J — •) sinfsp, + <№)/cos (?o + •)]“
j* _ cos2(*t — •)
cos Cfo + «) [1 — У Sin (?J — 9 sin (fj + Toycos (fo + *)J2
где 8—угол отклонения от вертикали равнодействующей . вс^са
грунта и сейсмической силы для ненасыщенного водой грунта, ««=='
=arctg Akt, а для насыщенного — в=arctg (уАAi/y«).
На сочетания нагрузок, включающие сейсмические силы, фунда-
менты мелкого заложения и их основания рассчитывают по первой
группе предельных состояний с учетом ограничения положения рав-
нодействующей нагрузок. Методы таких расчетов рассмотрены в
§ 3.2. Для фундаментов опор мостов, рассчитываемых на сейсмиче-
ские воздействия, при иескальиых грунтах основания в условии
(3.3) значения предельного относительного эксцентриситета
принимают равным 1,5, а при скальных — 2 независимо от вида
опоры и длины пролета моста. Прочность основания фундамента
мелкого заложения проверяют по условиям (3.8) и (3.9). В случае
отрыва подошвы фундамента от грунта (при во>1) значение ра»
устанавливают по формуле (3.15). В- условиях (3.8) и (3.9) рас*
четные сопротивления грунтов основания умножают иа дополни-
тельный сейсмический коэффициент условий работы ?в, зависящий
от категории сейсмичности грунта. Категорию сейсмичности, грунта
и уе устанавливают по нормам проектирования мостов в сейсмиче-
ских районах. Фундамент также проверяют иа сдвиг по подошве
под действием горизонтальной сейсмической силы по условиям
(3.35) или (336).
В качестве естественных оснований для фундаментов опор мо-
стов рекомендуется использовать скальные грунты, глинистые грун-
ты твердой и полутвердой консистенции, плотные крупиообломоч-
иые грунты и крупнозернистые песчаные груиты. Подошву фунда-
мента устраивают горизонтальной.. ‘
Свайиые и столбчатые фундаменты транспортных сооружений
на нагрузки, включающие сейсмические, рассчитывают только по
предельным состояниям первой группы (по прочности и устойчи-
вости) так, как это изложено в § 7.3.. .7.10. При проверках условий
прочности и устойчивости по сопротивлению грунта учитывают
влияние колебаний, возникающих при сейсмических воздействиях,
' на прочностные характеристики иескальиых грунтов.
коэффи-
по выра-
(10.29)
391
При определении несущей способности висячих свай и столбов
по выражению (7.9) не учитывают силы сопротивления сдвигу
грунта по боковой поверхности в пределах глубины не более hp=
=3/ад, а значения и fi умножают соответственно на дополни-
тельные понижающие коэффициенты fCrC и fc;c (табл. 10.4).
Таблица 10.4
Грунты Коэффициен- ты Значения коэффициентов при расчетной сейсмичности, баллы
7 8 9
Песчаные, плотные и средней плот- ности, маловлажные и влажные То же, насыщенные водой Пылевато-глинистые с консистен- цией: Теге, Yc/c 0,95 0,85 0,75
Yc/c 0,9 0,8 0,7
твердой, полутвердой и туго- пластичной Ycre, Vef& 0,95 0,9 0,85
мягкопластичной Ye/e 0,85 0,8 0,7
текучепластичной Yc/c 0,75 0,7 0,6
При оценке устойчивости грунта у боковой поверхности несу-
щего элемента по условию (7.184) в формуле для определения пре-
дельного давления значения расчетного угла внутреннего трения
грунта уменьшают на 2,4 и 7 градусов при сейсмичности соответ-
ственно 7, 8 и 9 баллов. В то же время, учитывая кратковремен-
ность сейсмических воздействий, значения коэффициента т]2 увели-
чивают на 10% для однорядных фундаментах и на 30% для много-
рядных.
При проектировании фундаментов следует опирать концы свай
и столбов на грунты, не снижающие своей прочности и устойчиво-
сти во время землетрясений. К таким грунтам относятся скальные,
крупнообломочные, плотные гравелистые пески, глинистые грунты
твердой и полутвердой консистенции.
Фундаменты с высокими ростверками проектируют как с одни-
ми вертикальными несущими элементами (преимущественно повы-
шенных поперечных сечений), так и с применением наклонных
свай. Постановка наклонных свай уменьшает поперечные переме-
щения ростверка при землетрясениях и способствует сохранению
его устойчивого положения в случае подвижек слабых грунтов у
поверхности. Но повышенная горизонтальная жесткость фундамен-
та с наклонными сваями приводит к увеличению горизонтальных
сейсмических сил, так как при этом возрастает коэффициент дина-
мичности из-за уменьшения периода собственных колебаний, что
следует учитывать при проектировании фундаментов. Фундаменты
с низкнмц ростверками проектируют чаще всего с вертикальными
несущими элементами.
ГЛАВА If
ВЫБОР ТИПА ФУНДАМЕНТА И ОСНОВАНИЯ
Основными исходными данными для проектирования фундамен-
тов инженерного сооружения являются: результаты геодезической
съемки площадки предполагаемого строительства (план, профи-
ли); материалы инженерно-геологических изысканий; проект над-
земной (надфундаментиой) части сооружения; сведения о нагруз-
ках, действующих на сооружение; сведения о районе строительства,
его географическом положении, климате, наличии сейсмичности,
вечной мерзлоты и др.
Для проектирования фундаментов опор мостов необходимо
иметь также данные об уровнях воды в реке, о ледовом режиме
реки (толщина льда, горизонты ледохода и ледостава), а также о
значениях общего и местного размывов дна у опор моста. Значения
размыва дна у опор определяют методами, излагаемыми в курсе
проектирования мостовых переходов.
Й
11.1. Оценка грунтовых условий
При выборе типа фундаментов сооружения необходимо прежде
всего оценить грунтовые условия на основе материалов инженер-
но-геологических исследований, в которых должны быть освещены:
особенности геологического строения места постройки сооружения
(грунтовые колонки, геологические разрезы, геологические харак-
теристики грунтов и др.); сведения об инженерно-геологических
процессах в районе строительства; значения физических и механи-
ческих характеристик грунтов, полученные в результате полевых и
лабораторных исследований; гидрогеологические условия (сведения
о подземных водах, их уровни, режим, данные о водопроницаемо-
сти пластов, степень агрессивности вод по отношению к материалу
фундамента и т. д.). '
Прежде всего выясняют, имеются ли на участке строительства
такие инженерно-геологические процессы, как оползни, механиче-
ская и химическая суффозия (карст) и др., а также условия, кото-
рые могут вызвать подобные процессы в связи со строительством
сооружения. Возведение инженерного сооружения в районе, где
393
развиты эти процессы, не всегда возможно или требует больших
дополнительных затрат, чтобы устранить вредное воздействие ука-
занных процессов на сооружение. Недооценка инженерно-геологи-
ческих процессов нередко служит причиной его аварийного состоя-
ния в строительный или эксплуатационный периоды.
Несущую способность грунтов оценивают послойно, сверху
вниз, по геологическим разрезам или грунтовым колонкам, уста-
навливая для кровли каждого слоя расчетные сопротивления
грунтов сжатию по данным § 1.2. Для слоя, залегающего непосред-
Прочиый нало-
сжимаемый
Рис. 11.1. Характерные схемы грунтовых условий
ственно у поверхности, расчетные сопротивления первоначально
определяют на глубине, соответствующей минимальной глубине за-
ложения фундамента. Для однородных грунтов значительной мощ-
ности значения расчетных сопротивлений полезно устанавливать
иа разных глубинах.
Оценка несущей способности грунтов не может быть абсолют-
ной. Она в значительной степени зависит от конструкции проекти-
руемого сооружения, значений и характера передаваемых нагрузок
на основание.
При отсутствии практического опыта проектирования фунда-
ментов целесообразно сопоставлять средние напряжения под по-
дошвой фундамента при ее минимальных размерах, определяемых
размерами надфундаментной части сооружения, со значениями
расчетных сопротивлений грунтов. Такое сопоставление дает воз-
можность выявить те слои грунта, которые нельзя использовать в
качестве естественного основания, а также наметить грунты, обла-
дающие достаточной прочностью.
При проектировании фундаментов искусственных сооружений
На автомобильных дорогах к категории грунтов, которые не могут
служить естественными основаниями сооружений, относятся: на-
сыпные,. грунты верхнего поч вен но-растительного слоя, илы,
394
заторфованные грунты, торфы, рыхлые песчаные грунты,
глинистые текучепластичной и текучей консистенции, просадочные
грунты.
Кроме анализа прочности грунтов оценивают их сжимаемость.
С увеличением глубины заложения фундамента эта оценка приоб-
ретает главенствующее значение. Предварительно такую оценку
можно сделать путем анализа значений модулей деформации грун-
тов. В результате выявляют слои грунтов с повышенной и малой
сжимаемостью.
Слои груитов, имеющие близкие значения прочности и сжимае-
мости, можно объединить в свиты, которые при выборе типа фун-
дамента рассматривают, как однородные.
Геологические условия весьма разнообразны. Но в большинст-
ве случаев можно выделить три характерные схемы, показанные
на рис. 11.1.
11.2. Выбор типа фундамента
Сферы рационального применения фундаментов различных ти-
пов рассмотрены при их описании в соответствующих главах. Как
уже указывалось, в современном отечественном мостостроении
применяют в основном три типа фундаментов: мелкого заложения,
свайные и столбчатые. Для мостов малых и средних пролетов
применяют также свайные и столбчатые опоры-фундаменты (без-
ростверковые). Массивные опускные колодцы сооружают реже и
очень редко используют кессоны.
На выбор типа фундамента влияют условия строительства: ме-
хановооруженность строящей организации, состояние базы строй-
индустрии, транспортные условия, особенности строительной пло-
щадки и др. При назначении типа фундамента и размеров несу-
щих элементов необходимо учитывать существующий опыт строи-
тельства и эксплуатации сооружений в условиях, аналогичных прр-
ектируемому сооружению. Как уже указывалось (см. § 3.2 и 7.10),
при выборе типа и глубины заложения фундамента должны учиты-
ваться конструктивные особенности моста.
Выбор типов фундаментов зависит главным образом от глуби-
ны залегания несущего слоя и наличия поверхностных или грунто-
вых вод. При залегании слоя, имеющего необходимую для соору-
жения прочность и сжимаемость, от поверхности грунта или воды
на глубине в среднем менее 4 м наиболее целесообразно устраи-
вать фундаменты мелкого заложения на естественном основании.
При большей глубине залегания прочных грунтов применяют свай-
ные или столбчатые фундаменты, а также опускные колодцы.
Применительно к схемам, показанным на рис. 11.1, возможно-
сти использования фундаментов различных типов рассматривают-
ся ниже. Наилучшими условиями для устройства фундаментов
395
мелкого заложения для схемы I являются: отсутствие поверхност-
ных вод н расположение уровня подземных вод ниже подошвы
фундамента. В этих условиях достаточна минимальная глубина их
заложения, определяемая факторами, подробно рассмотренными
в § 3.2.
Фундаменты прн таких условиях возводят в котлованах с не-
укрепленными откосами или применяют закладные крепления
(см. §4.2).
Когда уровень залегания подземных вод высок и необходимо
расположить подошву фундамента ниже его, что встречается при
устройстве фундаментов пойменных опор н устоев мостов, возво-
дить фундаменты мелкого заложения можно в шпунтовых ограж-
дениях (см. § 4.2) с применением открытого водоотлива или с ис-
пользованием одного из методов глубинного водопонижения (см.
§ 4.3) и применением закладных креплений стен котлована.
На местности, покрытой водой, возможность применения фун-
дамента мелкого заложения по схеме I определяется глубиной во-
ды и значением заглубления подошвы фундамента ниже линии раз-
мыва (см. § 3.2). Возможная максимальная глубина заложения
фундамента зависит в значительной мере от условий применимости
различных типов перемычек для ограждения места работ (см.
§ 5.2 и 5.3).
В схеме II подошву фундамента заглубляют до кровли прочно-
го слоя. Возможность устройства фундамента мелкого заложения
будет зависеть от значения h„+ht. Оставление фундамента в пре-
делах верхнего слоя может потребовать значительного развития
его подошвы или укрепления грунтов этого слоя ниже подошвы
фундамента (см. гл. 6).
По грунтовой схеме III наиболее надежное, но не всегда самое
выгодное решение получается при заглублении подошвы фунда-
мента до кровли третьего слоя от поверхности. Для фундаментов
мелкого заложения возможность такого решения ограничивается
значением hw+ht+fa- Оставить подошву фундамента в верхнем
прочном слое можно в случае удовлетворительных результатов
проверки прочности подстилающего второго слоя {условие (3.30)].
По этой схеме можно также укреплять второй слой методами, рас-
смотренными в гл. 6.
По схеме I свайные и столбчатые фундаменты можно приме-
нять не только в случае большой глубины воды и значительного
размыва дна, но и при необходимости воспринять значительные
сосредоточенные нагрузки от опор мостов больших пролетов. В по-
следнем случае свайиые фундаменты могут оказаться целесообраз-
нее фундаментов мелкого заложения. По схеме I сваи применяют и
в мостах эстакадного типа, с гибкими опорами, если возможно по-
гружать сваи в прочные грунты.
По схеме II желательно заглублять сваи и столбы до второго,
а в схеме III до третьего слоя. Это увеличивает несущую способ-
396
ность свай и гарантирует небольшие осадки фундамента. Если по
схеме II слой прочного грунта залегает на глубине, практически
не достижимой сваями данного типа, можно применять висячие
сваи, концы которых располагают в верхнем слое. По схеме III в
случае оставления подошв свай в пределах первого слоя необходи-
мо проверять прочность подстилающего слоя. Опускные колодцы
можно применять в грунтовых схемах II и III при условии Погру-
жения подошвы фундаментов до прочных грунтов. <
Кессоны применяют в особо сложных геологических условиях,
когда использовать другие типы фундаментов весьма затрудни-
тельно. Это бывает в случаях, когда верхние слои слабых водона-
сыщенных грунтов (по схемам II и III) содержат много крупных
валунов, прочных прослоек скальных и полускальных по^^ЙЙ-
трудняющих погружение опускных колодцев, свай и столбов^ири
наклонной поверхности кровли прочного грунта. К кессонам ийгда
приходится прибегать при необходимости прорезки слоя галечни-
ков с валунами по условиям размыва на горных реках (схем*!).
В подобных условиях следует рассматривать также возможность
применения железобетонных свай-оболочек, сталебетонных и буро-
набивных свай и столбов с проходкой скважин под защитой, обо-
лочек и обсадных труб, с разбуриванием включений и прочных
грунтов ударным или вращательным способами.
Применимость столбчатых опор-фундаментов для мостов сред-
них пролетов (до 42 м) определяется в значительной степени усло-
виями ледохода на реках. Толщина столбов, а также конструкция
опор зависят от толщины льда, уровней ледохода и значений' сво-
бодной длины столбов (см. § 7.1). При большей толщине льда и
свободной длине столбов требуются и большие размеры попереч-
ного.сечения несущих элементов опор. Такие опоры эффективны
при заделке столбов в скальные грунты, а также при их опирайии
на прочные и малосжимаемые крупнообломочные грунты, плотные
гравелистые пески, глинистые грунты твердой консистенции,
В результате анализа грунтовых условий и учета применимости
различных видов фундаментов намечают возможные варианты; ко-
торые могут различаться не только типом фундамента, ио я разной
глубиной заложения. Если намечают варианты свайных или столб-
чатых фундаментов, то рассматривают различные типы свай и
столбов, а также фундаменты с одинаковыми типами несущих эле-
ментов, но с разной толщиной стволов и их длиной. При Назначе-
нии размеров свай учитывают факторы, рассмотренные в § 7.10.
Затем выполняют расчеты намеченных вариантов фундаментов по
предельным состояниям и устанавливают размеры их элементов.
После этого сравнивают варианты по приведенным затратам, стои-
мости, расходу основных материалов, по трудоемкости и срокам
производства работ. При сравнении полезно сопоставлять значения
перемещений фундаментов и опор. В результате всех сравнений
выбирают оптимальный вариант фундамента.
397
При проектировании фундаментов должны рассматриваться все
конкурентоспособные варианты, которые технически возможно осу-
ществить в данных условиях. Наиболее эффективно и обоснованно
задача получения оптимального решения фундамента может быть
решена на ЭВМ с использованием разработанных для каждого ви-
да фундаментов программ оптимального проектирования. Сопо-
ставляя оптимальные решения каждого вида фундамента по тех-
нико-экономическим показателям с учетом реальных условий
строительства можно выбрать оптимальное для данного сооруже-
ния (конструкции) решение фундамента.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
В книге изложены вопросы проектирования и строительства
фундаментов сооружений на автомобильных дорогах, отражающие
специфику таких фундаментов. При написании учебника также
учтены особенности изучения в автомобильно-дорожных вузах дис-
циплины «Основания и фундаменты транспортных сооружений».
Этой дисциплине предшествует курс «Инженерная геология, до-
рожное грунтоведение и механика грунтов». Приступая к изуче-
нию настоящей дисциплины, студент уже должен иметь необходи-
мые знания по инженерной геологии, грунтоведению и механике
грунтов. Поэтому в учебнике сведения по указанным дисциплинам
рассмотрены лишь в объеме, необходимом для понимания содер-
жания материала, без подробных обоснований.
Общие вопросы определения несущей способности оснований и
перемещений фундаментов, которые в наибольшей степени связаиы
с предшествующей дисциплиной — механикой грунтов, выделены в
самостоятельные главы 1 и 2, помещенные в начале учебника.
Последнее место главы 11, в которой даны указания по оценке
грунтов основания, выбору типа фундамента и основания, опреде-
лилось необходимостью располагать всеми сведениями о различ-
ных фундаментах для правильного выбора типа фундамента и его
основания.
Подробное изложение в гл. 4 вопросов расчета и проектирова-
ния временных ограждений котлованов связано с большим практи-
ческим значением этих вопросов для строительства фундаментов
транспортных сооружений, безопасностью работ нулевого цикла и
недостаточностью их освещения в технической литературе.
Все основные расчетные зависимости в учебнике даны с выво-
дами, что способствует лучшему пониманию материала, дает воз-
можность разобраться в сложных вопросах расчета фундаментов
транспортных сооружений. Это особенио важно для студентов ве-
черней и заочной форм обучения.
Кроме того, знание методов получения расчетных выражений
развивает у студента способность к самостоятельному мышлению
и творчеству. Овладев ими, он сможет сам решать задачи расчета
фундаментов, не рассмотренные в курсе. При анализе существую-
щих данных о фундаментах обращено внимание иа некоторые не-
399
решенные вопросы фундаментостроения, что также стимулирует
исследовательскую работу студента.
Приведенные в учебнике программы расчета свайных и столб-
чатых фундаментов на ЭВМ анализируются, что позволяет не толь-
ко понять их сущность, но и окажет помощь изучающему курс в
составлении других программ для проектирования фундаментов.
Многолетний опыт использования указанных программ в курсовом
и дипломном проектировании фундаментов в СибАДИ показал,
что их применение ведет к значительному уменьшению трудоемко-
сти расчетов и высвобождает время для творческого проектирова-
ния. Так, применение программы в приложении 12 позволило рас-
сматривать несколько вариантов схем фундамента опоры моста с
наклонными сваями и на основе анализа результатов счета выби-
рать наилучший.
Описывая в § 7.10 программу оптимального проектирования
фундамента опоры автодорожного моста с висячими вертикальны-
ми сваями, автор хотел показать многогранность, сложность, вы-
сокую трудоемкость решения таких задач и большие возможности
использования современных ЭВМ.
Подробно изложенные в учебнике методики проектирования
различных фундаментов с использованием конечных зависимостей
для непосредственного определения размеров фундаментов и их
элементов конкретизируют проектирование и снижают его трудо-
емкость. Эти методики и зависимости могут быть использованы
при составлении алгоритмов программ проектирования фундамен-
тов на ЭВМ.
Автор надеется, что новое издание учебника будет способство-
вать улучшению качества подготовки инженеров-строителей авто-
мобильных дорог и мостов в связи с постановлением партии и пра-
вительства о перестройке высшего образования в стране.
ПРИЛОЖЕНИЯ
Приложение 1. Значения коэффициентов несущей способности
Угол внут- реннего трення грунта Фь град Коэффи- циенты Значения коэффициентов несущей способности для угла наклона нагрузки б, град
0 5 10 15 20 25 30 35 40 :
0 N, No 0 0 1,00 5,14 ч
5 N/ N. No 0,17 0,20 1,57 6,49 (0,05) (1,26)5'= == 49° (2,93)
10 5? О Л -4 ч. 0,56 0,60 2,47 8,34 0,38 0,42 2,16 6,57 (0,12) (1,60) 5'= =9,8’ (3,38)
15 *т' N4 No 1,40 1,35 3,94 10,98 0,99 1,02 3,45 9,13 0,62 0,61 2,84 6,88 (0,21) (2,06) 5'= = 14,5° (3,94)
20 а о А -« ч. 3,16 2,88 6,40 14,84 2,31 2,18 5,56 12,53 1,51 1,47 4,64 10,02 0,89 0,82 3,64 7,26 (0,36) (2,69) 5'= = 18,9° (4,65)
14—1513
401
Приложение 2. Значения коэффициента а0 для определения
сжимающих напряжений под центром подошвы фундамента
Z т- b Круглый фунда- мент Прямоугольный фундамент прн п=а/Ь Ленточ- ный фун- дамент
1,0 1,2 1,4 1,6 1.8 2,0 3,0 4,0 6,0 8,0 10,0
0,0 1,00 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000
0,2 0,949 0,960 0,968 0,972 0,974 0,975 0,976 0,977 0,977 0,977 0,977 0,977 0,977
0,4 0,756 0,800 0,830 0,848 0,859 0,866 0,870 0,878 0,880 0,881 0,881 0.881 0,881
0,6 0,546 0,606 0,651 0,682 0,703 0,717 0,727 0,748 0,753 0,755 0,755 0,755 0,755
0,8 0,390 0,449 0,496 0,532 0,558 0,578 0,593 0,627 0,636 0,640 0,641 0,642 0,642
1,0 0,284 0,334 0,378 0,414 0,441 0,463 0,480 0,526 0,540 0,547 0,549 0,550 0,550
1,2 0,214 0,257 0,294 0,325 0,352 0,374 0,392 0,443 0,462 0,474 0,476 0,477 0,477
1,4 0,165 0,201 0,232 0,260 0,284 0,303 0,323 0,376 0,400 0,414 0,418 0,420 0,420
1,6 0,130 0,160 0,187 0,210 0,232 0,251 0,267 0,322 0,348 0,365 0,370 0,373 0,374
1,8 0,106 0,130 0,153 0,173 0,192 0,209 0,224 0,278 0,305 0,326 0,332 0,335 0,337
2,0 0,087 0,108 0,127 0,145 0,161 0,176 0,189 0,237 0,270 0,293 0,301 0,303 0,306
3,0 0,040 0,051 0,060 0,070 0,078 0,087 0,095 0,130 0,155 0,184 0,197 0,202 0,208
4,0 0,023 0,029 0,035 0,040 0,046 0,051 0,056 0,080 0,095 0,125 0,139 0,147 0,158
5,0 0,015 0,019 0,022 0,026 0,030 0,033 0,037 0,053 0,067 0,089 0,103 0,112 0,127
7,0 0,008 0,010 0,012 0,014 0,016 0,018 0,019 0,029 0,039 0,051 0,062 0,070 0,091
10,0 0,004 0,005 0,006 0,007 0,008 0,009 0,010 0,014 0,019 0,027 0,033 0,037 0,064
£ Примечание: а — длина подошвы фуидамеита; Ь — ее ширина (меньший размер); z— расстояние от подош-
§ вы фуидамеита до рассматринаемой площадки.
Приложение 3. Значения коэффициента k для расчета осадок фундаментов
по методу слоя конечной толщины
г — b Круглый фунда- мент Прямоугольный фундамент при п^а/Ь Ленточ- ный фун- дамент
1 1,4 1,8 2,4 3,2 5
0,0 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000
0,2 0,090 0,100 0,100 0,100 0,100 0,100 0,100 0,104
0,4 0,179 0,200 0,200 0,200 0,200 0,200 0,200 0,208
0,6 0,266 0,299 0,300 0,300 0,300 0,300 0,300 0,311
0,8 0,348 0,380 0,394 0,397 0,397 0,397 0,397 0.412
1.0 0,411 0,446 0,472 0,482 0,486 0,486 0,486 0,511
1,2 0,461 0,499 0,538 0,556 0,565 0,567 0,567 0,605
1.4 0,501 0,542 0,592 0,618 0,635 0,640 0,640 0,687
1.6 0,532 0,577 0,637 0,671 0,696 0,707 0,709 0,763
1.8 0,558 0,606 0,676 0,717 0,750 0,768 0,772 0,831
2,0 0,579 0,630 0,708 0,756 0,796 0,820 0,830 0,892
2,2 0,596 0,650 0,735 0,789 0,837 0,867 0,883 0,949
2,4 0,611 0,668 0,759 0,819 0,873 0,908 0,932 1,001
2,6 0,624 0,683 0,780 0,844 0,904 0,948 0,977 1,050
2.8 0,635 0,697 0,798 0,867 0,933 0,981 1,018 1,095
3,0 0,645 0,708 0,814 0,887 0,958 1,011 1,056 1,138
3,2 0,653 0,719 0,828 0,904 0,980 1,041 1,090 1,178
3,4 0,661 0,728 0,841 0,920 1,000 1,065 1,122 1,215
3,6 0,668 0,736 0,852 0,935 1,019 1,088 1,152 1,251
3,8 0,674 0,744 0,863 0,948 1,036 1,109 1,180 1,285
4,0 0,679 0,751 0,872 0,960 1,051 1,128 1,205 1,316
4,2 0,684 0,757 0,881 0,970 1,065 1,146 1,229 1.347
4,4 0,689 0,762 0,888 0,980 1,078 1,162 1,251 1,376
4.6 0,693 0,768 0,896 0,989 1,089 1,178 1,272 1,404
4,8 0,697 0,772 0,902 0,998 1,100 1,192 1,291 1,431
5,0 0,700 0,777 0.908 1,005 1,110 1,205 1,309 1,456
5,5 0,705 0,786 0,922 1,022 1,132 1,203 1,349 1,506
6,0 0,720 0,794 0,933 1,037 1,151 1,257 1,384 1,550
404
«к
Приложение 5. Значения коэффициента аг для определения
сжимающих напряжений под углом прямоугольной площади,
загруженной треугольной нагрузкой
п=с/Ь
0,1 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 U8 2,0 3,0 4,0 6,0 8,0 10Л>
0,0 0,2500 0.2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500 0,2500
0,2 0,1232 0,1821 0,2115 0,2165 0,2178 0,2182 0,2184 0,2185 0,2185 0,2185 0,2185 0,2186 0,2186 0,2186 0,2186 0,2186
0.4 0,0613 0,1094 0,1604 0,1781 0,1844 0,1870 0,1881 0,1886 0,1889 0,1891 0,1892 0,1894 0,1894 0,1894 0,1894 0,1894
0,6 0,0398 0,0700 0,1165 0,1405 0,1520 0,1575 0,1602 0,1616 0,1625 0,1625 0,1633 0,1638 0,1639 0,1640 0,1640 0,1640
0,8 0,0248 0,0480 0,0853 0,1093 0,1232 0,1311 0,1355 0,1381 0,1396 0,1405 0,1412 0,1423 0Д424 0,1426 0,1426 0,1426
1.0 0,0177 0,0346 0,0638 0,0852 0,0991 0,1086 0,1143 0,1176 0,1202 0,1215 0,1225 0,1244 0,1248 0,1250 0,1250 0,1250
1.2 0,0130 0,0260 0,0491 0,0673 0,0807 0,0901 0,0962 0,1007 0,1037 0,1055 0,1069 0,1096 0,1103 0,1105 0,1105 0,1105
1,4 0.0102 0,0202 0,0386 0,0540 0.0661 0,0754 0,0817 0,0864 0,0897 0,0921 0.0937 0,0973 0,0982 0,0986 0,0987 0,0987
1.6 0,0080 0,0160 0,0310 0,0440 0,0547 0,0628 0,0696 0,0743 0,0780 0,0806 0,0826 0,0870 0,0882 0,0887 0,0888 0,0889
1,8 0,0665 0,0130 0,0254 0,0363 0,0457 0,0534 0,0596 0,0644 0,0681 0,0709 0,0730 0,0782 0,0797 0,0805 0,0806 0,0808
2,0 0.0054 0,0108 0,0211 0,0304 0,0387 0,0456 0,0513 0,0560 0,0596 0,0625 0,0649 0,0707 0,0726 0,0734 0,0736 0,0738
3,0 0,0026 0,0051 0,0100 0,0148 0,0192 0,0233 0,0270 0,0303 0,0333 0,0359 0,0380 0,0451 0,0482 0,0504 0,0509 0,0511
5,0 0,0010 0,0019 0,0038 0,0056 0,0074 0,0091 0,0108 0,0123 0,0139 0,0154 0,0167 0,0221 0,0256 0,0290 0,0303 0,0309
7.0 0,0005 0,0010 0,0019 0,0029 0,0038 0,0047 0,0051 0,0066 0,0074 0,0083 0,0091 0,0126 0,0154 0,0190 0,0207 0,0216
10,0 0,0002 0,0005 0,0010 4 0,0014 0,0019 0,0024 0,0028 0,0032 0,0037 0,0042 0,0046 0,0066 0,0083 0,0111 0,0130 0,0141
Примечание. & —размер площадки, вдоль которой нагрузка возрастает; с — поперечный размер площадки.
Приложение 6. Значения коэффициента (к для определения сжимающих
напряжений нод углом прямоугольной площадки,
загруженной равномерно распределенной горизонтальной нагрузкой
п=с/Ь
т=—
ь од 0.4 0,6 0,8 1.0 14 1.4 1.6 1.8 2,0 3.0 4,0 6.0 8.0 10.0
0,0 0.1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592 0,1592
0.2 0,1114 0,1401 0,1479 0,1506 0,1518 0,1523 0,1526 0,1528 0,1529 0,1529 0,1530 0,1530 0,1530 0,1530 0,1530
0,4 0.0672 0,1049 0,1211 0,1293 0,1328 0,1347 0,1356 0,1362 0,1365 0,1369 0,1371 0,1372 0,1372 0,1372 0,1372
0,6 0,0432 0,0746 0,0933 0.1035 0,1091 0,1121 0,1139 0,1150 0,1156 0,1160 0,1168 0,1169 0,1170 0,1170 0,1170
0,8 0,0290 0,0527 0,0691 0,0796 0,0861 0,0900 0,0924 0,0939 0,0948 0,0955 0,0967 0,0969 0,0970 0,0970 0.0970
1X1 0,0201 0,0375 0,0508 0,0602 0,0666 0,0708 0,0735 0,0753 0,0766 0,0774 0,0790 0,0794 0,0795 0,0796 0,0796
1.2 0X1142 0,0270 0,0375 0,0455 0,0512 0,0553 0,0582 0,0601 0,0615 0,0624 0,0695 0,0650 0,0652 0,0652 0,0652
1.4 0,0103 0,0199 0,0280 0,0345 0,0395 0,0433 0,0460 0,0480 0,0494 0,0505 0,0528 0,0534 0,0537 0,0537 0,0538
1.6 0,0077 0,0149 0,0212 0,0265 0,0308 0,0341 0,0366 0,0385 0,0400 0,0410 0,0436 0,0443 0,0446 0,0447 0,0447
1.8 0,0058 0,0113 0,0163 0,0206 0,0242 0,0270 0,0293 0,0311 0,0325 0,0336 0,0362 0,0370 0,0374 0,0375 0,0375
2,0 0,0045 0,0088 0,0127 0,0162 0,0192 0,0217 0,0237 0,0253 0,0266 0,0277 0,0303 0,0312 0,0317 0,0318 0,0318
2,5 0,0025 0,0050 0,0073 0,0094 0X1113 0,0130 0*0145 0,0157 0,0167 0,0176 0,0202 0,0211 0,0217 0,0219 0,0219
3,0 0,0015 0,0031 0,0045 0,0059 0,0071 0,0083 0,0093 0,0102 0,0110 0,0117 0,0140 0,0150 0,0156 0,0158 0,0159
5,0 0,0004 0,0007 0,0011 0,0014 0,0018 0,0021 0,0024 0,0027 0,0030 0,0032 0,0043 0,0050 0,0057 0,0059 0,0060
7,0 0,0001 0,0003 0,0004 0,0005 0,0007 0,0008 0,0009 0.0010 0,0012 0,0013 0,0018 0,0022 0,0008 0,0027 0,0011 0,0029 0,0013 0,0030 0,0014
10,0 0.0005 0,0001 0,0001 0,0002 0.0002 0,0003 0,0003 Kill 1 IE! 0,0004 0,0005 KIRI IJ/fl
Примечание. Ь — размер стороны площадки, параллельной направлению нагрузки; с — поперечный размер.
Приложение 7. Значения коэффициента ая для определения сжимающих
напряжений в основании насыпи по ее оси
Z т— *н Отношение n~djl_ . , _ И it
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1.6 1.8 2.0 3,0 4,0 5,0
0,0 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1.000
0,2 0,977 0,986 0,989 0,992 0,993 0,994 0,994 0,995 0,996 0,997 0,997 0,998 0,998 0,999
0.4 0,881 0,916 0,937 0,951 0,960 0,968 0,971 0,974 0,997 0,979 0,980 0,987 0,990 0,992
0,6 0,755 0,815 0,854 0,884 0,902 0,916 0,926 0.934 0,942 0,947 0,952 0,967 0,975 0,980
0,8 0,642 0,711 0,765 0.804 0,834 0,854 0,871 0,855 0,897 0,907 0,913 0,941 0,955 0,963
1,0 0,550 0,624 0,680 0,727 0,764 0,791 0,814 0,835 0,849 0,862 0,873 0,908 0,931 0,945
12 0,477 0,547 0,608 0,657 0,696 0,730 0,758 0,781 0,801 0,817 0,831 0,879 0,908 0,924
1.4 0,420 0.487 0,543 0,592 0,637 0,675 0,704 0,730 0,753 0,773 0,788 0,848 0,881 0,904
1,6 0,374 0,437 0,493 0,542 0,587 0,623 0,654 0,683 0,708 0,731 0,749 0,816 0,857 0,882
1.8 0,337 0,395 0,447 0,496 0,539 0,578 0,610 0,640 0,666 0,689 0,710 0,785 0,831 0,861
2,0 0,306 0,362 0,412 0,458 0,500 0,536 0,571 0,601 0,628 0,653 0,674 0,755 0,808 0,840
3,0 0,208 0,249 0,286 0,323 0,358 0,390 0,420 0,450 0,477 0,504 0,526 0,623 0,691 0,740
4,0 0,158 0,188 0,218 0,247 0,276 0,303 0,330 0,335 0,379 0,403 0,424 0,521 0,594 0,652
5,0 0,127 0,153 0,176 0,200 0,224 0,246 0,270 0,291 0,312 0,333 0,352 0,443 0,518 0,578
6,0 0,106 0,127 0,147 0,167 0,187 0,207 0,226 0,246 0,265 0,283 0,301 0,383 0,454 0,514
7,0 0,091 0,108 0,126 0,144 0,161 0,179 0,196 0,212 0,229 0.245 0,262 0,336 0,403 0,460
8,0 0,079 0,095 0,111 0,126 0,142 0,156 0,172 0,187 0,202 0,217 0,231 0,300 0,362 0,418
9,0 0,071 0,085 0,098 0,113 0,126 0,140 0,153 0,167 0,181 0,193 0,207 0,270 0,328 0,380
10,0 0,064 0,076 0,089 0,102 0,115 0,126 0,139 0,151 0,163 0,176 0,186 0,246 0,299 0,349
15,0 0,042 0,051 0,059 0,068 0,077 0,084 0,093 0,101 0,109 0,118 0,126 о * 1 0,166 0,206 0,244
Приложение
8. Значения коэффициента kh для определения
от сосредоточенной вертикальной силы___________
напряжений
*
0,00
0,02
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
0,14
0,16
0,18
0,20
0,22
0,24
0,26
0,30
0,32
0,34
0,36
0,38
0,40
0,42
9,44
0,46
0,48
0,4775
0,4770
0,4756
0,4732
0,4699
0,4657
0,4607
0,4548
0,4482
0,4409
0,4329
0,4242
0,4151
0,4054
0,3849
0,3742
0,3632
0,3521
0,3408
0,3294
0,3181
0,3068
0,2950
0,2843
0,50
0,52
0,54
0,56
0,58
0,60
0,62
0,64
0,66
0,68
0,70
0,72
0,74
0,76
0,80
0,82
0,84
0,86
0,88
0,90
0,92
0,94
0,96
0,98
0,2733
0,2625
0,2518
0,2414
0,2313
0,2214
0,2117
0,2024
0,1934
0,1846
0,1762
0,1682
0,1603
0,1527
0,1386
0,1320
0,1257
0.1196
0,1138
0,1083
0,1031
0,0981
0,0933
0,0887
1,00
1,02
1,04
1,06
1,08
1,10
1.12
1.14
1,16
1,18
1,20
1,22
1.24
1,26
1,30
1,32
1,34
1,36
1,38
1,40
1,42
1,44
0,0844
0,0803
0,0764
0,0727
0,0691
0,0658
0,0626
0,0595
0,0567
0,0539
0,0513
0,0489
0,0466
0,0443
0,0402
0,0384
0,0365
0,0348
0,0332
0,0317
0,0302
0,0275
0,0263
1,50
1,52
1,54
1,56
1,58
1,60
1,62
1,64 .
1,66
1,68
1,70
1.74
1,78
1,82
1,90
2,00
2,20
2,40
2,60
2,80
3,00
3,5р
4,00
5,00
0,0251
0,0240
0,0229
0,0219
0,0209
0,0200
0,0191
0,0183
0,0175
0,0167
0,0160
0,0147
0,0135
0,0124
0,0105
0,0085
1,0058
0,0040
0,0029
0,0021
0,0015
0,0007
0,0004
0,0001
ПК
w w to р м *“ .*** ^ ^ *** Г1 •!*"* f 5? ® ® Р .° Р р © р
О СИ о 00 О> *» ЬЭ о СО 00 'kj 05 СЛ G0 ЬЭ ’►-* © © 00 05 СП X G0 ЬЭ ►— О
N|
— >— — ООООООООООООО
05 to *Н- © 00 05 СИ X GO N£ К) X— Q О О
СОСОн->СЛ0-ЧСЛСЛа5ООЮО5ЬОООСЛСО
GOUlNUlOOOiOOUl^N — 05 •— СП Ч О
G0G0CDO*t04-OG0CnUl.UW— О
>-ЬЗ^>^ООООСЛОЧМЮ*№050
I I I I I I I I I I I
оооооооооро
л. GO to *— О О О О © О
КЗ I— WNMOOUIWM^-O
©CD*4bO'-»G0>Urfb©©Cn
GOGO05O5COtOO5>~©OOtO
COGOOObOCDQitO*— ©•—
hl 7
I.IL.II ii yi »IA»
Г- я я.° я
© CO 00 Ч o>
co co © © ©
о ч оо о
— 4b. О СЛ GO
© СЛ СЛ 4X СЛ
—^*1 H'
i ;
г
ч "J; if и ij
Продолжение прилож. 9
от*
4* СО w ТО № ТО № to f4 Т4 р р о о о о о о о о
О Ът О 00 Ь * № 0*<0 00 Ч ЬЪт^ W to**- □'<£) 00 Ч О) СЛ A *w к’»- о
•—* кИ >* Н— I—* ►“- *•"* >* ►—• Q
СО Ю Ю •— •— »—‘
«» w W ч» *•
Oi d 4^. •— О') О •—
к-чслсоитсл^ч
Приложение 9. Значения функций влияния
I >-ююммм^*-*- »-***-^ooooooo
?° к оо оо ч bi к к ui л*, к со оо 'kj qr> 4^ 4^ со
СЛ»-***4|^*— O<©O>—
OiO5O<OOOhOOO^H-K)OO'->-Q4WU5>^<0
2>-о&1**и*^с0*^юсл***^**оо>-»Фььэа>оо
ooOTWto^iowtoostocncoMaiai.-ww
Приложение 10. Значения коэффициентов Аур, Av* и Амм
ъ При опирании на нескальный грунт Прн онираннн на скалу Прн заделке в скалу
Агг Амг &МГ АМГ Амм
0,5 72,0038 192,026 576,243 48,0062 96,0373 192,291 0,04165 0,12495 0,49987
0,6 50,0065 111,149 278,069 33,3440 55,6093 92,9421 0,07192 0,17982 0,59961
0,7 36,7450 70,0228 150,278 24,5067 35,0585 50,3869 0,11405 0,24448 0,69902
ОЗ 28,1404 46,9428 88,2792 18,7752 23,5330 29,7628 0,16986 0,31868 0,79783
0.9 22,2442 33,0076 55,3068 14,8507 16,5817 18,8140 0,24093 0,40199 0,89561
1.0 18,0301 24,1059 36,4856 12,0492 12,1491 12,5822 0,32855 0,49375 0,99180
1.1 14,9161 18,1597 25,1225 9,98274 9,19606 8,83636 0,43351 0,59293 1.08560
1,2 12,5520 14,0413 17,9436 8,41814 7,15884 6,48509 0,55589 0,69811 1,17605
1.3 10,7170 11,1028 13,2354 7,20829 5,71334 4,95723 0,69489 0,80737 1,26199
1.4 9,2662 8,95355 10,0501 6,25673 4,66426 3,93675 0,84857 0,91831 1,34213
1.5 8,10139 7,34874 ,7,83820 5,49811 3,88907 3,24040 1,01381 10,2814 1,41516
13 7,15412 6 J2942 6,26812 4,88690 3,30821 2,75757 1,18632 1,02814 1,47989
1.7 6,37548 5,18938 5,13287 4,39052 2,86846 2,41914 1,36089 1,23218 1.53539
1.8 5,72976 4,45580 4,29924 3,98521 2,53327 2,18056 1,53179 1,32058 1,58114
1,9 5,19043 3,87760 3,67920 3,65324 2,27689 2,01234 1,69344 1,39687 1,61717
2,0 4,73740 ‘ 3,41819 3,21321 3,38114 2,08082 1,89445 1,84093 1,45979 1,64405
2,2 4,03194 2,75594 2,59096 2,97708 1,81864 1,75811 2,08041 1,54546 1,67489
2,4 3,52575 2,32685 2,22692 2,71266 1,67318 1,70140 2,23973 1,58565 1,68521
2,6 3,16284 2,04829 2,01293 2,54751 1,60025 1,69670 2,32960 139614 1,68663
2,8 2,90543 1,86946 1,88860 2,45254 1,57154 1,69261 2,37114 1,59260 1,68717
3,0 2,72661 1,75752 1,81845 2,40554 1,56806 1,70665 2,38543 1,58606 1,69054
3.5 2,50179 1,64075 1,75726 2,39416 1.59656 1,73911 2,38887 1,58437 1,71105
4,0 2,44060 1,62100 1,75058 2,41923 1,61806 1,75018 2,40076 1,59986 1,73225
о сл со
оо
Продолжение прилож. 1L Исходные данные к программе расчета Afz, Qz и р*
№ п/п Величина Обозначение Числовое значение
обычное в программе
1 Перемещение элемента от единичной силц, м/кН &FF А1
2 То же, 1/кН 6м f А2
3 То же, от момента, 1/(кНХ Хм) 6мм АЗ
4 Момент в голове сваи или столба, кН*м лр А4
5 Поперечная сила в голове несущего элемента, кН QB А5
6 Свободная длина, м /о А6
7 Коэффициент деформации, м-1 аД А7
8 Жесткость поперечного сече- ния ствола, кН-м2 Коэффициент пропорциональ- ности грунта, кН/м4 Еь! А8
9 к А9
10 Количество точек
Приложение J2
Программа расчета свайных и столбчатых
фундаментов опор мостов
DIMENSION ВОЗ), Y(40), Х(40), D(40), Е(10),
• S(6), Т(7), Н (40), 0(40), С (40), 2(7), Р(12)
DOUBLE PRECISION В, Y, X, D, Е, S, Т, Н, О, С, Z, Р
READ 1, (В (I), 1 = 1,13)
1 FORMAT (6F86.6)
READ IS, К
IS FORMAT (12)
READ2, (Y(l), 1 = 1, K)
READ3, (X(l), 1 = 1, K)
READ 4, (D(I), 1 = 1, K)
2 FORMAT (8F10.6)
3 FORMAT (6F6.2)
4 FORMAT (8F3.0)
E(1) =B(8)/((B(2) •• 3) • B(1))
E (2) = В (9)/((B (2) •• 2) • В (1))
E.(3)=B(10)/(B(2)«B(1))
E (4) = (B(3) •• 3)7(3. • B(1)) + E (3) • (B(3)«« 2+
• 2. • E(2) • B(3) + E(1)
E(S)=B(3)/B(1) + E(3)
E(6)=(B(3) •• 2)/(Z • B(1)) + E(3) • B(3) + E(2)
E(7)= E(6)/(E(4) • E (B) —(E(8) •• 2))
Ё (8)=E (6)/(E(4) • E(5) - (E (6) •• 2))
E (9) = E (4)/(E (4) • E (Б) - (E (6) •• 2))
E(10)=B(4)-E(7)
DO SI =1,12
Z(l)=0.
6 P(l)=0.
DO8I = 1,K
P(1) = P(1) +D(I) • (D C08(Y(D) •• 2)
P(2) = P(2) + D(I)
P(3)=P(3) + D(l) • (D COS(Y(I))) • (D SIN (Y (I)))
P(4)=p(4) + o(l) • X (I) • (D COS (Y(D) — 2)
P(S) = P(5) + D(0»X(l)
P(6) = P(6)+D(l) • D SIN (Y (I))
P(7)=P(7)+D(I) • (D SIN (Y(l)) •• 2)
P(8) =P(8) + 0(1) • X(l) • (D SIN (Y (I))) • D COS(Y(D)
P(9) = P(8)+D(l) • D COS (Y(D)
P(10) =PllO)+0(1) • (X (I) • D COS (Y(l))) •• 2
Продолжение прилож. 12
Р(11> = Р(11) +0(1)« Х(1) • D SIN (Y (ID
6 Р(12) = Р(12) + D(I) *(Х(1) *• 2)
S(1) = Е(10|* Р(1) + Е(7) »Р(2)
S(2) = Е (10) • Р(3)
S (3) = Е (10)» Р (4) + Е (7) * Р (5) + Е (8) • Р (6)
S (4) = Е (10) • Р (7) + Е (7) • Р (2)
S(5) = Е (10) • Р(8) - Е(8) * Р(9)
S(6) = Е(10) • Р(10) +2. • Е(8) • Р(11) + Е(7) » Р(12) +
• Е(9)«Р(2)
IF (В(11)-0.1)18,18,19
19 Е(4) = В(11) • В(12) * (ВИЗ) •• 21/2.0
Е (5) = Е (4) • В(13)/3.0
Е (6) = Е (5) «В (131/2.0
S(4) = S (4) + Е(4)
S(5) = S(5) + Е (5)
S(6) = S(6) + E (6)
18 P(1) = S(4) »S(6)-(S(5) •• 2)
P (2) = S (2) • S (6) - S (3) • S (5)
P (3) = S (2) • S (5) - S(4) • S (3)
T(1)=S(1)«P(1)-S(2)*P(2)+S(3)*P(3)
T(2) = P(1)/T(1)
T(3) = P(2)/T(1)
T(4) = P(3)/T(1)
T(5) = (S(1) • S(6) — (S(3) *♦ 2))/T(1)
T(6) = (S(1) • S(5) —S(2) « S(3))/T(1)
T(7) = (S(1) • S(4) —(S(2)«* 2))/T (1)
P(1) = T(6) • B(7)—T(3)*B(5>— T(6)«B(6)
P(2)« T (4) * В (В) + T (7) • В (6) - Т (6) • В (7)
Р (3) = Т(2) • В (6) -Т(3) • В (7) +Т(4) • В (6)
DO 7 I = 1, К
P(4) = D COS (Y(III
P(S) = DSIN(Y(D)
H (I) = В (4) • (P (3) • P (4) +P(1)« P (5) +P (2) • X (I) * p(4)):
C(I) = E(8)»(P(1)*P(4)—P(3)*P(5) —
• P(2) • X (I) • P(5|) - E(9) • P(2)
0(1) = E(7) • (P(1) • P(4) -P(3)« P(5) -
• P (2) • X (I) • P (5)) - E (8) * P (2)
Z(1) = Z(1)+D(l)«Hfl)*P(4) ‘
Z(2) = Z(2)+D(I)« H(l)« P(5)
Z(3) = Z(3) +0(1) • H(l) • X (i) • P (4)
Z(4) = Z(4) +0(1) • C(l)
Z(5) = ZJ5)+D(I).O(I)*P(B)
Продолжение прилож, 12
7
24
20
30
21
22
23
16
17
9
10
11
12
Z(6) = Z(6) + D(I)«O(I)«P(4)
Z(7) = Z(7) + D(I) • 0(1) * X(l) »P(5)
IF(B(11)-0.1)20, 20, 24
Z (2) = Z (2) + E (4) • P (1) + E (S) • P(2)
Z(3)=Z(3)+E(6)»P(1) + E(6)»P(2)
P(4) = Z(1) —Z(5)
P(S) = Z(2j+Z(6)
P(6) = Z(3)-Z(4)-Z(7)
PRINT 30
FORMAT (’O', 20X, 'РАСЧЕТ СВАЙНЫХ И СТОЛБ
•ЧАТЫХ ФУНДАМЕНТОВ ОПОР МОСТОВ')
PRINT 16
PRINT 21, В
FORMAT (", 7F15.5)
PRINT 22, К
FORMAT (", 12)
PRINT 23, (Y(l), 1 = 1, К)
FORMAT (", 6 (8F12.5/))
PRINT 23, (D (I), l = 1,K)
PRINT 23, (X(l), 1 = 1, K)
PRINT 16
FORMAT (/)
PRINTS, (E(I), I = 1,3), (P(I), I = 1,3)
PRINT 10, (H (I), Г=1,К)
PRINT 11, (C(l), I = 1,K)
PRINT 12, (0(1), 1 = 1, K)
PRINT 17, (P(l), 1 = 4,6)
FORMAT (”, 3F15.3)
FORMAT (", 6F20.12)
FORMAT (", 5HH(I) =, 10F10.2/, 3(T6,10F10.2/))
FORMAT (", SHC(I) =, 10F10.2/, 3(T6,10F10.2/))
FORMAT (", 5HO(I) =, 10F10.2/, 3(T6,10F10.2/))
STOP
END
Продолжение прилож. 12, Исходные данные для расчета свайного
или столбчатого фундамента опоры моста
№ n/n Величина Обозначение Числовое значение
обычное в программе
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 Жесткость сечения ствола, кН-м2 Коэффициент деформации, м~* Свободная длина,* м Характеристика продольной жест- кости, кН/м Вертикальная сила, кН Момент, кН'М Горизонтальиаи сила, кН Частное от функций илияния То же » Коэффициент пропорциональности грунта по высоте низкого ростверка, Длина (ширина) ростверка, м Высота ростверка, м Число ридов иа уровне концов сиай £б/ ад /о Pi Ро М Fh Apr Лмг Лмм On (5ц) Лр В(1) В (2) В(3) В (4) В (5) В (6) В (7) В (8) В (9) В (10) В(И) В (12) В (13) К •
№ п/п
Угол наклона несущего
элемента Y(I), рад
Координата центра несу-
щего элемента Х(1), м
Число элементов в ряду
15
15+/
15+К
Y(l)
Y(I)
Y(K)
X(l)
X(I)
Х(К)
D(l)
D(I)
D(K)
Приложение 13. Основные характеристики свайных молотов
Примечание. В скобках указаны марки моделей молотов,имекинихсходные параметры с основными. В таб-
лице в скобках для этих молотов указаны только те характеристики, которые отличаются от характеристик основных
моделей.
419
Приложен и е 14. Технические характеристики рельсовых копров
Показатели Самоходные копры на нолноп о воротных тележках
для погружении вертикальных н наклонных свай для погружения вертикальных свай
СП-ЗЗА СП-69 1 СП-56 СП-55 КР-12 КР-20
Копры на неповоротных
тележках для погру-
жения вертикальных
н наклонных свай
Максимальная длина погружаемой сван, м 12 16
Высота копра, м 18,3 23
Грузоподъемность, т 10 14
В том числе на подъеме сван, т Наибольший наклон стрелы: 4 7
вперед 8:1 8:1
назад 3:1 3:1
вправо — влево 30:1 30:1
Вылет от осн вращения до оси сван, м 6 6
Изменение вылета стрелы, м 1,2
Ширина колен, м 4 4,5
Масса копра без молота и проти- вовеса, т 23 26
Суммарная мощность электродви- гателей, кВт Скорость, см/с: 27 28
подъема молота 10 10
подъема сваи 10 10
передвижения по рельсам 10 10
С-1006
20 25 12 20 12 11,5/17,5
28,2 36,2 19,5 28,1 18,6 17,4/23,4 ‘
20 30 12 21 10 9,5
9 13 6 9 4 4,5
8:1 8:1 -— 8:1 8:1
3:1 3:1 — 3:1 3:1
30:1 30:1 — —— 30:1
9 9 43 43 6,25 ——
1,2 1,35 — 1,2 1
6 6 4,5 4,5 4 4... 5,5
45 60 22,1 32,5 19,2 И
46 60 49,2 783 46 15,6
6,5... 8 * 6,5... 8 15 12... 15
9,8... 12 93... 12 15 16. „20 мм
3...10 3 21 173 •—•
Приложение 15. Технические характеристики копров навесного типа
и копровых стрел
Показатели Копры навесного типа Навесиые копровые стрелы
иа базе тракторов на базе экскава- торов авто- моби- лей на экскаваторах на автокра- нах
СП-28А ф К о СП-49К С-860 т СП-50 СП-51 СА-8 ЭО-652 nooi-oe ЭО-1252 КС-456! А КС-2561К
Максимальная длина погружаемой
сваи, м
Грузоподъемность, т
Наибольший наклон направляющей
стрелы, град:
вперед
назад
вправо — влево
Вылет от оси вращения до оси
сван, м
Изменение вылета направляющей
стрелы, м
Масса машины, т
8 10 12 8 12 16
5,4 8,5 11 10 10 15
5 10 10 7 7 7
5 18 18 15 18,5 18,5
5 7 7 5 1,5 1,5
г— —-* —— —— —
0.4 0,4 0,4 0,7 1,05 1.2
-s - ...
14 19,1 23,8 27 45 L V ч-': 60,5
8 10 10 12 10 7
7,5 6,6 6,6 11 5,4 1.8
15 5 5 5 —
20 5 5 5 — ——
7 5 5 5 ——
—— 6£ 6,5 6 4,85 5,0
6,5 > —1* f ’ ’
13,9 1
Приложение 16. Технические характеристики вибрационных машин
Показателя Низкочастотные вибропогружателя Высоко- частотный вибропо- гружатель ВПП-2А Вибромолоты
ВП-1 ВП-ЗМ ВРП-30/120 ВУ-1,6 ВП-170М ВРП-60/200 ВУ-3 ВМС-1 МШ-2М В-533А
Мощность электродвига- телей, кВт 60 100 132 180 200 200 400 40 60 44 60
Вынуждаю- щая сила, кН 186 440 0... 860 960 940 1270 1700 500... 1820 2800 3400 245 125 94 117 310
Статический момент деба- лансов (массо- вый), кг-м 93 236 0... 300 350 500 300... 520 994 10 23 9,1 11,3 30
Число оборо- тов (ударов для молотов) в минуту 420 408 300... 520 498 408* 475 300... 600 500 550 1500 730 970 970
Масса виб- ропогружателя, т 4,5 7,5 7,5 11,7 12,5 15,0 27,6 2,5 4,9 4,1 6,75
Габаритные размеры в пла- не, мм 1300Х Х860 1540Х Х1560 1440Х Х1440 2700Х Х1530 1600Х Х1530 4280Х Х2020 5150Х Х4420 1260Х Х800 1570Х Х1760 1050Х Х12Ю
Высота, мм 1650 2130 2245 1850 3750 2470 2480 2250 1670 2295
Приложение 17.
Перевод некоторых единиц i
(технической) в единицы системы СИ
измерения
системы
мкгс
Наименование
величины
Прежнее
обозначение
единицы
измерении
Обозначение
единицы
в системе СИ
Основная
единица
в системе
СИ
Кратная
единица
в СИ
Соотношение единиц
Сила, нагрузка, вес
кгс
тс
Н
ньютон
кН
МН
1 кгс=9,81 Н;
1 тс=9,81-1О3 Н=9,81 кН;
1 кН^О3 Н; 1 МН=103 кН=10® Н
Момент силы
кгс-м
тс-м
ньютон-метр
кН-М
МН-М
1 кгс-м=9,81 Н-м;
1 тс -м =9,81 кН-м
Давление, напряжение,
модуль деформации, мо-
дуль упругости
кгс/см*
тс/см2
Па
паскаль
кПа
МПа
1 кгс/см2=9,81-104 Па=98»1 кПа =
=0,0981 МПа;
1 тс/м2=9,81-103Па=9,81 кПа;
1 Па=1 Н/м2; 1 кПа=1 кН/м2
Масса
КГС/(м-С“2)
кг
килограмм
1 кгс/(м-с~2) =9,81 кг
Работа, энергия
КГС-М
Дж
джоуль
кДж
1 кгс-м=9,81 Дж; 1 Дж=1 Н-м
Мощность
кгс-м/с
Вт
ватт
кВт
1 кгс-м/с=9,81 Вт
1 Вт=1 Дж/с
Примечание. В таблице приведены единицы, встречающиеся только в данной книге. В ней не указаны те еди-
ницы, которые ври переводе в систему СИ остаются без изменения. Наравне с единицами СИиспользуются следующие:
для измерения массы —тонна (т), 1 тя»1000 кг; для измерения времени — минута (мин), час (ч), сутки (сут); для из-
мерения плоского угла —градус(°). Перевод единиц произведен с тонкостью, достаточной для инженерных расчетов
оснований н фундаментов.
ЛИТЕРАТУРА
К главам 1 и 2
Бабков В. Ф., Безрук В. М. Основы грунтоведения н механики грунтов. М.,
1986.
Иванов 77. Л. Грунты и основания гидротехнических сооружений. М., 1985.
Малышев М. В. Прочность грунтов и устойчивость оснований сооружений.
М., 1980.
Маслов И. Н. Основы инженерной геологии и механики грунтов. М., 1982.
Цытович Н. А. Механика грунтов (Краткий курс). М., 1983.
К главе 3
Горбу но в-П асадо в М. И., Маликова Т. А., Соломин В. И. Расчет конструк-
ций иа упругом основании. М.» 1984.
Жемочкин В. Н., Синицын А. 77. Практические методы расчета фундамент-
ных балок и плит на упругом основании без гипотезы Винклера. М.» 1962.
Клейн Г, К., Черкасов И. И. Фундаменты городских транспортных соору-
жений. М., 1985.
Основания, фундаменты и подземные сооружения / М. И. Горбунов-Посадов,
В. А. Ильичев, В. И. Крутов и др.; Под общей ред. £. 4. Сорочана н Ю. Г. Тро-
фименкова. М., 1985.
Пособие по проектированию оснований зданий н сооружений (к СНиП
2.02.01—83). М., 1986.
СНиП 2.02 01—83. Основания зданий и сооружений.
СНиП 2.05.03—84. Мосты и трубы.
К главам 4 и 5
Пособие по производству работ при устройстве оснований и фундаментов.
М., 1986.
СНиП 3.02.01—87. Земляные сооружения, основания и фундаменты.
К главе 6
Ржаницын Б. А. Химическое закрепление грунтов в строительстве. М., 1986.
К главам 7 и 9
Завриев К, С., Шпиро Г. С. Расчет фундаментов мостовых опор глубокого
заложения. М., 1970.
Костерин Э. В. Проектирование свайиых и столбчатых фундаментов опор
мостов. — Изд. СибАДИ. Омск, 1983.
Силин К. С., Глотов Н. М., Завриев К- С. Проектирование фундаментов
глубокого заложения. М., 1981.
СНиП 2.02.03—85. Свайные фундаменты.
К главам 8 и 9
Глотов Н. М., Силин К. С. Строительство фундаментов глубокого заложе-
ния. М., 1985.
Смородинов М И., Федоров Б. С, Устройство сооружений н фундаментов
способом «стена в грунте». М., 1986,
424
К главе 10
Дементьев В, А. Искусственные сооружения на водотоках с наледями.
М.-Л., 1983.
Карцивадзе Г. Н. Сейсмостойкость дорожных искусственных сооружений.
М„ 1974.
Окамото Ш. Сейсмостойкость инженерных сооружений: Пер. с англ. М.,
1980.
Руководство по проектированию оснований и фундаментов иа вечномерзлых
грунтах. М.» 1980.
СНиП П-18—76. Основания и фундаменты на вечномерзлых грунтах.
СНиП П-7—81. Строительство в сейсмических районах.
ОСНОВНЫЕ БУКВЕННЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ ВЕЛИЧИН
а — длина подошвы фундамента» расстояние между осями край-
них свай поперек оси моста
А — площадь подошвы фундамента» амплитуда колебаний
Af — функция влияния
Лгг* Лмг, Амы — частные от разностей произведений функций влияния
b — ширина подошвы фундамента» расстояние между осями
крайних свай вдоль оси моста
д{ — функция влияния
, сц — удельное сцепление грунта
Сх коэффициент постели грунта
С{ — функция влияния
d — диаметр (толщина) сваи или столба
Di — функция влияния
е — эксцентриситет силы
Е — модуль деформации материала» грунта
f — смещение центра подошвы фундамента (плана свай) отно-
сительно осн опоры
fi — расчетное сопротивление грунта сдвигу по боковой поверх-
ности свай
F — сосредоточенная сила
Fd — несущая способность сван по сопротивлению грунта
Fu — предельное сопротивление сван по грунту» сила предельного
сопротивления основания
g— вес грунта иа усгупах фундамента
G — вес фундамента» ростверка
h — глубина заложения фундамента» глубина забивки шпунта
ниже дна котлована
hi — толщина (мощность) слоя
hw — глубина воды
I — момент ннерцин площади сечення
k — коэффициент устойчивости
ki — коэффициент относительной глубины
k& — коэффициент фильтрации
К — коэффициент пропорциональности грунта
Кх, Кх, Kw — коэффициенты жесткости основания
I— длина, пролет» мощность слоя
Iff — длина сжатия сван
L — расстояние
426
tn — относительная глубина слоя
mX(V) — число рядов свай
М — момент снл, масса
п — число свай в фундаменте, число слоев грунта
N— нормальная сила
р — давление
рп — активное н пассивное давления грунта
Апех — наибольшее и наименьшее давления по подошве фуида-
mlii
мента
Р — вертикальная сосредоточенная сила
Рг — расчетное сопротивление сваи по грунту (сила)
Рс — расчетное сопротивление сваи по материалу ствола (сила)
q — распределенное давление по поверхности
Q — поперечная сила
Qw — приток воды
Р — расчетное сопротивление грунта сжатию
Рем — расчетное сопротивление мерзлого грунта сдвигу по поверх-
ности смерзания
г — реакция в условной связи
$ — осадка
t — температура
Т — период колебаний фундамента, опоры
и — периметр
«x(V) — горизонтальное смещение центра подошвы фундамента
V — объем
w — влажность грунта
W— момент сопротивления сечеиия подошвы фундамента
а — угол наклона
Од — коэффициент деформации
ао, aVf От — коэффициенты распределения напряжений
у, у» — удельный вес грунта и воды
Yc — коэффициент условий работы
Y« — коэффициент надежности по назначению сооружения
Yr — коэффициент надежности по грунту
бдгг, бмм — перемещения сваи на уровне поверхности грунта от еди-
ничных силы и момента
бь б2, б3 — перемещение головы сваи от единичных усилий при нали-
чии свободной длины
Рь р2, ...» Р4 — характеристики продольной и поперечной жесткости свай
Хж, Хп — коэффициенты активного и пассивного давлений грунта
Фх, фи — угол внутреннего трения грунта
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Агрегат иасосиый 115
Балка фундаментная 71
Бетонирование подводное 126, 137,
177, 193, 328, 331, 355
Битумизация грунта 155
Блок фундаментный 41, 43
Вакуумярование грунта 121
Вибропогружатель 315, 422
Вибропогружение оболочек 320
— свай 318
Вибромолот 316, 422
Водоотлив глубинный 113
— открытый 111
Вытрамбовывание котлованов 145
— эжекторный 117
Ииъектор 155
Испытание свай динамическое 204
— — статическое 197
Каркас направляющий 306, 320, 331
Кессон 336, 355
Колебания фундамента собственные
386
Колодец опускной 336, 337
Копер 302, 420, 421
Крен фундамента 31
Крепление закладное 78, 90
— шпунтовое 79, 97, 108
Критерий оптимальности 284
Крутязиа откоса 77
Гидромеханизация кессонных работ
357
Гидроэлеватор 137
Глинизация грунта 155
Глубина заложения фундамента 4, 40,
46, 394
— промерзания грунта 47, 376
Молот свайный 300, 419
Мост передвижной 308, 312
Насос центробежный 115
Нож колодца 337, 341, 351
— оболочки 186
Давление воды 89
— грунта активное 87
— — вертикальное 88
— — пассивное 87
- — сейсмическое 391
Диафрагма жесткая 171, 254
Забявка свай 300
Закрепление грунта инъекционное, хи-
мическое 151
— — обжягом 158
----цементацией 152
----электрическим током 156
Замораживание грунта 160
Зумпф 111
«
Иглофильтр легкий 115» 117
428
Обрез фундамента 4, 46, 342
— ростверка 6, 165» 262
Оборудование буровое 191, 323
Осадка фундамента 10, 25
----свайного 257, 292
Островок 352
«Отдых» сваи 203
Отказ сваи 204
Перемычка грунтовая 128, 129
— деревиииая шпунтовая 130
— из льда 134
— металлическая шпунтовая 131
— ряжевая 132
Период собственных колебаний 388
Пирамида продавливания 282
Подмыв грунта 325
Подошва фундамента 4, 49
----условного 61, 259
— ростверка 5, 262
Подушка бетонная 137, 341, 355
— песчаная 141
Показатели техиико-экономические
263, 338, 397
Пучение грунта морозное 47, 376
Распорка опоры 251
Ригель опоры гибкий 254
— — жесткий 249
Ростверк высокий 163
— низкий 163, 238
Рубашка тиксотропная 339
— призматическая 17$, 216
— сталебетонная 186
— стальная 186 88'..
— стойка 5, 166, 211, О?
Стол буроиабиаиой 170, 190, 219, 327
— из оболочек 166, 171, 320
Труба бетоиолитная 139, 193, 324
Уплотнение грунтов глубинное 146,
149
— — поверхностное 143
Устройство анкерное 81, 107
— распорное 81, 103
€вая буронабивная 176, 190, 208, 219,
327
— буроопускиая 177, 380
— винтовая 190
— висячая 166, 207
-грунтовая 146
— известковая 149
-деревянная 178
— забивная 176, 208
— круглая полая 185, 218
— набивная 176
— оболочка 185, 218
Шпуит деревяииый 81
— стальной 82
Экран водонепроницаемый 133
Электроосушеине грунта 122
Эрлифт 138
Ящик бездонный 136, 330
— с отверстиями в дне 331
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ......................................................... 3
Введение ............................................................ 4
Глава 1. Оценка прочности оснований.................................. 7
1.1. О предельных состояниях оснований н фундаментов ...... 7
1.2. Определение несущей способности грунтов.................... 13
Глава 2. Определение перемещений фундаментов......................... 21
2.1. Необходимость определения перемещений фундаментов соору-
жений .................................................... 21
2.2. Расчет конечных перемещений фундаментов.................... 23
Глава 3. Фундаменты мелкого заложения .............................. 40
3.1. Виды фундаментов мелкого заложения......................... 40
3.2. Проектирование фундаментов мелкого заложения на естествен- '
ном основании................................................. 44
Глава 4. Стровтельство фундаментов мелкого заложения на местности,
ие покрытой водой............................................. 76
4.1. Работы по разбивке фундаментов............................ 76
4.2. Крепления стен котлованов................................. 77
4.3. Осушение котлованов...................................... 111
4.4. Разработка грунта и устройство фундаментов......... 123
Глава 5. Строительство фундаментов мелкого заложения на местности,
покрытой водой................................................ 126
5.1. Особенности устройства фундаментов иа местности, покрытой
водой......................................................... 126
5.2. Перемычки................................................ 127
5.3. Бездонные ящики.......................................... 135
5.4. Разработка грунта н бетонирование фундаментов............ 137
Гл ар а 6. Укрепление грунтов...................................... 141
6.1. Устройство песчаных подушек.............................. 141
6.2. Способы уплотнения грунтов............................... 143
6.3. Способы закрепления грунтов.............................. 151
Глава 7. Свайные и столбчатые фундаменты.......................... 162
7.1. Виды свайных н столбчатых фундаментов.................... 162
7.2. Конструкции свай и столбов ............................ 176
7.3. Несущая способность свай и столбов на осевую нагрузку по
сопротивлению грунта . . ............. 197
7.4. Несущая способность свай н столбов по сопротивлению мате-
риала ствола . .............................................. 214
7.5. Расчет сван нлн столба иа поперечные нагрузки с учетом де-
форматнвностн материала ствола н окружающего грунта .... 221
430
7.6. Расчет фундаментов с наклонными сваями или столбами .... 230
7.7. Расчет фундаментов с вертикальными сваями или столбами . . 242
7.8. Расчет опор-фундаментов с вертикальными сваями или столбами 249
7.9. Совместная работа группы свай или столбов в грунте . . . . . 257
7.10. Порядок проектирования свайных и столбчатых фундаментов 261
Глава 8. Постройка свайных и столбчатых фундаментов............ . 300
8.1. Погружение свай путем забивки............................... 300
8.2. Вибрационный метод погружения свай и оболочек .............. 314
8.3. Применение подмыва для облегчения погружения свай и обо-
лочек ........................................................... 325
8.4. Устройство фундаментов из буронабивных свай и столбов . . . 327
8.5. Сооружение ростверков....................................... 329
Глава 9. Массивные фундаменты глубокого заложении..................... 336
9.1. Опускные колодцы.......................................... 337
9.2. Кессоны..................................................... 355
9.3. Фундаменты, сооружаемые способом «стена в грунте» . .. . . 361
Глава 10. Фундаменты в особых условиях............................ 364
10.1. Фундаменты на вечномерзлых грунтах.......... 364
10.2. Фундаменты на просадочных грунтах.............. . . . . 382
10.3. Фундаменты в сейсмических районах......................... 385
Глава 11. Выбор типа фундамента и основания...................... 393
11.1. Оценка грунтовых условий.................................. 393
11.2. Выбор типа фундамента..................................... 395
Заключение.......................................................... 399
Приложения.................................. * • 401
Литература.................................... 424
Основные буквенные обозначения величин . . « * 426
Предметный указатель . ....................... 428
j '-.гт