/
Текст
СВАЙНЫЕ
ФУНДАМЕНТЫ
МОСКВА «ТРАНСПОРТ» 1975
УДК 624.15
Свайные фундаменты. Глотов Н. М., Луга А. А.,
Силин К. С., Завриев К. С. М., «Транспорт», 1975.
432 с. Рис. 193, табл. 78, список лит. 111 назв.
В книге освещен отечественный и зарубежный опыт про-
ектирования и строительства фундаментов мостов из свай
разных типов. Описаны наиболее характерные конструкции
фундаментов, методы изготовления и погружения свай в
различные грунты. Значительное внимание уделено техноло-
гии устройства фундаментов в русле рек. Рассмотрены конст-
рукции и технология сооружения фундаментов в особых
грунтовых условиях. Приведены основные сведения о несу-
щей способности свай, фундаментов и методах ее определе-
ния. Освещены наиболее характерные ошибки в проектирова-
нии и строительстве фундаментов опор мостов.
Изложены рекомендации по конструированию, расчету и
постройке фундаментов в разных геологических условиях.
В приложениях к книге даны примеры расчетов характерных
конструкций фундаментов.
Книга рассчитана на инженерно-технических работников,
занимающихся проектированием и строительством мостов,
а также объектов промышленного назначения. Книга будет
полезна также при изучении курса «Основания и фундаменты»
студентами строительных специальностей.
В книге главы 1, 2, 3 написаны д-ром техн, наук К. С. Си-
линым; введение, главы 5—7, 9—14 — канд. техн, наук
Н. М. Глотовым; главы 4 и 15 — д-ром техн, наук А. А. Луга;
гл. 8 и приложения — канд. техн, наук К. С. Завриевым.
31801-050
С ------------- 50-75
049(01)-75
© Издательство «Транспорт», 1975.
ВВЕДЕНИЕ
Опоры простейшей конструкции из деревянных свай начали
применять в глубокой древности для устройства примитивных жи-
лищ и мостиков, расположенных на периодически или постоянно
затапливаемых территориях. Сваи применяли для деревянных ба-
лочных мостов через реки Тибр и Рейн, построенных более двух
тысяч лет. В дальнейшем деревянные сваи стали применять для
устройства фундаментов деревянных и каменных арочных мостов.
В фундаментах каменных мостов первоначально сваи исполь-
зовали для уплотнения грунтов с целью повышения несущей спо-
собности оснований; затем — в качестве несущих элементов, пере-
дающих нагрузку от плиты фундамента на грунт. Плиту
фундаментов, расположенную ниже уровня воды в реке, сооружа-
ли под защитой деревянных водонепроницаемых ящиков или
деревянного шпунта.
Деревянные сваи для уплотнения основания были применены
при строительстве фундаментов моста через р. Луару во Франции
в 1753—1764 гг. Забитые сваи срезали ниже уровня воды. На верх-
нюю часть (голову) свай каждого фундамента опускали водоне-
проницаемый ящик с брусчатым дном, под защитой которого насу-
хо возводили каменную кладку опор. Аналогичным способом
построены в 1842—1850 гг. свайные фундаменты (рис. 1,а) быв-
шего Николаевского моста через р. Неву. Сваи забили на глубину
7,5 м и срезали на 4,3 м выше дна реки.
Свайные фундаменты построенного в 1822—1829 гг. моста че-
рез р. Нарву возводили в котлованах, огражденных деревянным
шпунтом. Для каждого фундамента (рис. 1,6) забили 72 деревян-
ные сваи в песчано-гравийный грунт на глубину 7,5 м.
До середины прошлого столетия сваи забивали ручными и под-
весными молотами простейших конструкций. Первый паровой
молот изобрел Д. Несмит (Англия) в 1845 г. Этот молот оди-
ночного действия имел ударную часть весом 2 тс, ход поршня
0,41 м, частоту ударов 70—80 в мин. В 1889 г. конструкцию его
усовершенствовал русский инженер С. Арциш. В конце XIX в. в
США появились паровые молоты двойного действия. Одновремен-
но улучшались и конструкции копров. Появление паровых моло-
тов, копров и применение с 1852 г. подмыва для облегчения по-
гружения свай способствовали резкому повышению эффективности
сваебойных работ.
По мере совершенствования технологии работ увеличивали
размеры свай. Если до середины XIX в. длина деревянных свай
редко превышала 20 м, то для фундаментов моста через р. Луару
в Нанте, построенного в 1856 г., использовали сваи длиной 30 м,
а для построенного в 1907 г. моста через залив в Сан-Франциско
применили сваи диаметром 40 см и длиной до 36 м. В отечествен-
ном мостостроении применяли составные деревянные сваи длиной
до 36 м.
з
Рис. 1. Фундаменты мостов через реки:
а — Неву; б — Нарву;
/ — кладка опоры; 2 —деревянный ростверк; 3 —свая; 4 —деревянный бездонный ящик
Развитию свайного фундаментостроения способствовало при-
менение с 1897 г. железобетонных, а с начала XX в. стальных
свай. Железобетонные сваи сплошного сечения начали вытеснять
деревянные. Так, для опор построенного в 1927—1929 гг. моста
длиной 13,2 км через бухту в Сан-Франциско применили железобе-
тонные сваи сечением от 38X38 до 48X62,4 см при длине от 13,5
до 31,5 м.
В дальнейшем сваи сплошного сечения, имеющие большую
массу, заменяли более легкими (полыми) квадратного, а позднее
трубчатого сечения. Наряду с железобетонными начали широко
применять стальные сваи с поперечным сечением разной формы.
Увеличение поперечного сечения и длины свай способствовало
изменению конструкций фундаментов. Взамен фундаментов из
вертикальных свай с плитой, расположенной в грунте, начали при-
менять фундаменты из наклонных свай с плитой над грунтом.
Опоры с такими сваями впервые построили в России в 1913 г. по
проекту Н. М. Герсеванова для углеперегружателя в Петербурге
(рис. 2). Каждая из опор (под восемь стальных пролетных строе-
ний длиной по 26,5 м) состояла из 16 железобетонных свай сече-
нием 32X32 см и длиной 17,5 м при глубине воды 8,5 м. Опоры
нормально эксплуатировались более 40 лет и только в 1955 г. их
реконструировали.
В 1920 г. немецкая фирма предложила аналогичные опоры для
моста длиной 655 м (соединяющего Стокгольм с Лидинго) через
пролив глубиной 20 м. В месте сооружения опор на глубине до
40 м залегает галечник, прикрытый слоем пластичных глин. Каж-
дая из опор под пролетные строения длиной 49,5 м состоит из двух
вертикальных и восьми наклонных свай-оболочек диаметром 93 см
со стенкой толщиной 8,5 см и длиной до 45 м (рис. 3). Мост пост-
роен в 1922—1923 гг.
4
С первой половины XIX в.
наряду с деревянными забивными
начали применять винтовые сваи.
Винтовые сваи фундамента мая-
ка, построенного в 1838 г. в Анг-
лии, имели деревянный ствол с
чугунным наконечником. В даль-
нейшем деревянный ствол свай
стали заменять стальным. В се-
редине прошлого столетия приме-
няли сваи со стволом диаметром
от 12,5 до 21 см и винтовой ло-
пастью диаметром 30—70 см.
В России винтовые сваи впер-
вые применили в конце прошлого
столетия для фундаментов мостов
на дороге Самтредиа — Поти.
Сваи состоят из стальной трубы
диаметром 20 см с лопастью диа-
метром 100 см.
В Китае с применением винто-
вых свай диаметром 35 см и чу-
гунной лопастью диаметром
120 см иностранными фирмами в
начале XX в. построены опоры
моста длиной 3 км через р. Хуан-
хе и других мостов.
С началом внедрения бетона в
строительство русский инженер
Страус в 1899 г. предложил прин-
ципиально новый тип свай, бето-
нируемых в предварительно уст-
раиваемых в грунте скважинах.
С течением времени сваи этого
типа улучшали и к настоящему
времени известно много конструк-
ций и методов устройства свай в
грунте. Коренным усовершенство-
ванием явились буровые сваи с
уширенным основанием, соору-
жаемые оборудованием враща-
тельного действия, предложен-
ным в 1950 г. проф. Е. Л. Хлеб-
никовым.
С 1956 г. в отечественном и
зарубежном мостостроении нача-
ли широко применять фундамен-
ты из сборных железобетонных
свай-оболочек.
Рис. 2. Опора углеперегружателя
Рис. 3. Опора моста у Стокгольма:
1 — пластичные глины; 2 — галечник; 3 —
скальная порода
Ж/ i ’..... ооог " '\ом
5
Анализируя развитие отечественной и зарубежной техники
фундаментостроения, можно видеть, что успех в отработке и внед-
рении более совершенных и экономичных конструкций во мно-
гом зависит от эффективности применяемого технологического
оборудования по изготовлению и заглублению несущих элементов
в грунт. Применение паровоздушных молотов взамен ручных и
подвесных значительно повысило производительность труда и
обеспечило возможность применения тяжелых свай большой дли-
ны и сечения, в том числе железобетонных и стальных. Создание
грунторазрабатывающего и, в первую очередь, бурового оборудо-
вания способствовало внедрению буровых свай. За разработкой
в СССР (впервые в мире) мощных вибропогружателей последо-
вало широкое внедрение сборных железобетонных оболочек боль-
шого диаметра.
В последнее десятилетие наблюдается стремление к увеличе-
нию сечения и длины применяемых свай и непосредственно
связанная с этим тенденция к созданию более мощного сваепогру-
жающего оборудования. Так, за рубежом выпускают сваебойные
молоты с энергией удара до 50 тс-м и в процессе отработки нахо-
дятся более мощные молоты. В СССР выпускают самые мощные
вибропогружатели с возмущающей силой до 500 тс-м, способные
заглублять в грунт колодцы-оболочки диаметром до 6 м, которые
применяют для фундаментов опор мостов.
Известно, что в общем комплексе работ по сооружению мостов
возведение фундаментов до сих пор остается трудоемким, дли-
тельным и дорогостоящим процессом, на который. приходится
30—60% затрат труда и стоимости мостов. Сложность строитель-
ства фундаментов мостов оценивается не только экономическими
показателями. Имеется ряд специфических трудностей, свойст-
венных фундаментостроению: большая разница в прочностных
свойствах материалов фундаментов и грунтов основания (за ис-
ключением скальных) осложняет выбор оптимальной конструкции
в каждом конкретном случае проектирования фундаментов; из-за
сложностей и связанных с этим погрешностей в проведении инже-
нерно-геологических исследований и в оценке полученных резуль-
татов в ряде случаев приходится вносить коррективы в проекты
фундаментов в процессе их возведения; необходимость прекраще-
ния работ по сооружению фундаментов русловых опор мостов на
период ледохода, а также необходимость осуществления мер по
защите возводимых фундаментов и вспомогательных временных
сооружений от воздействия ледохода и паводка; опасные и вред-
ные для здоровья условия работы в кессонах; вследствие многооб-
разия геологических условий затрудняется внедрение типовых
конструкций для больших и внеклассных мостов.
В настоящее время в СССР свайные фундаменты мостов раз-
ных типов полностью заменили ранее широко применявшиеся
кессонные фундаменты.
Свайные фундаменты по сравнению с кессонными имеют су-
щественные преимущества: более высокую степень использования
6
прочностных свойств материалов и как следствие этого уменьше-
ние их расхода; сокращение ручного труда за счет механизации
изготовления свай и разработки грунтов; применение метода бу-
рения скальных пород вместо разработки отбойными молотками
в кессонах; выполнение всех основных работ механизмами с по-
верхности воды или грунта; заложение фундаментов на глубины,
превышающие технические возможности кессонного способа про-
изводства работ; применение однотипных механизмов и техноло-
гической оснастки для свайных фундаментов разных типов.
Фундаменты из свай, свай-оболочек и свай-столбов имеют свои
области рационального применения. Поэтому целесообразность фун-
даментов каждого типа в конкретных местных условиях опреде-
ляют в результате технико-экономического сопоставления воз-
можных решений при обязательном учете особенностей
гидрогеологических условий, а также реальных возможностей в
части обеспечения необходимым технологическим оборудованием.
Например, при выборе типа фундаментов моста через озеро
Маракайбо в результате экономического анализа пришли к выво-
ду, что на этом объекте фундаменты из оболочек, погруженных в
предварительно пробуренные скважины, выгоднее фундаментов
из забивных свай в случае, если оболочка будет воспринимать
нагрузку 600 тс и более. При нагрузках на элемент 200—300 тс
выгоднее применять фундаменты из забивных свай.
Анализ конструкций построенных мостов и выполненные иссле-
дования показывают, что фундаменты из свай, оболочек и столбов,
несмотря на более высокие экономические показатели по сравне-
нию с фундаментами из опускных колодцев, кессонов, а также мас-
сивных мелкого заложения, имеют резервы существенного сниже-
ния материалоемкости и повышения производительности труда за
счет дальнейшего совершенствования их конструкций, норм рас-
чета, технологии производства работ и применяемого обору-
дования.
Значительное сокращение расхода бетона обеспечивается при-
менением наклонно расположенных столбов с уширенной пятой или
полых оболочек без бетонного заполнителя.
Существенное снижение стоимости фундаментов достигается
применением бурообсадных столбов комбинированной конструкции,
состоящей из бурового столба с уширенной пятой, верхняя часть
которого в пределах воздействия воды и размываемых грунтов
защищена железобетонной оболочкой из бетона повышенной проч-
ности.
Сокращению расхода бетона за счет более полного использова-
ния его прочностных свойств способствует погышение несущей
способности оболочек и столбов по грунту. Однако проектные орга-
низации еще недостаточно оснащены оборудованием, необходимым
для более правильного определения фактических физико-механиче-
ских свойств грунтов непосредственно в местах их естественного за-
легания, что пока не позволяет полностью использовать несущую
способность грунтовых оснований.
7
Дополнительные резервы сокращения материалоемкости фунда-
ментов могут быть реализованы после проведения комплекса ис-
следований, направленных на разработку расчета грунтовых осно-
ваний мостов по предельным деформациям. В такие исследования
должно быть включено более подробное изучение вопросов несу-
щей способности оснований из связных грунтов, показано влияние
способов производства работ и особенностей конструкции фунда-
ментов на несущую способность песчаных и глинистых грунтов, а
также на отработку надежных методов контроля качества подзем-
ных работ и особенно работ, связанных с бурением скважин в раз-
ных грунтах и подводной укладкой в них бетонной смеси.
Значительные резервы повышения производительности труда и
снижения стоимости строительства фундаментов мостов могут быть
использованы в результате отработки и широкого внедрения более
эффективного технологического оборудования, в том числе: мобиль-
ных копров разных типов; более совершенных конструкций направ-
ляющих стрел, навешиваемых на краны грузоподъемностью 25—
50 т и более; дизель-молотов с ударной частью весом 5 и 7,5 тс;
вибропогружателей с автоматическим регулированием режима их
работы; станков для бурения вертикальных и наклонных сква-
жин диаметром от 1 до 3 м и уширенных полостей диаметром от
2 до 8 м; инвентарных направляющих каркасов и ограждений кот-
лованов.
Следует отметить, что повышению экономической эффективно-
сти наряду с перечисленными факторами будет также способство-
вать разработка типовых проектов фундаментов, при наличии ко-
торых устраняется большое разнообразие форм и размеров фунда-
ментов средних и больших мостов для одинаковых местных условий,
что облегчит создание и применение инвентарной технологической
оснастки, в том числе направляющих устройств, ограждений кот-
лованов, плавучих средств.
Кроме того, упростится заводское изготовление элементов, что
в конечном 1счете приведет к повышению качества конструкций и
росту производительности труда.
Наряду с совершенствованием фундаментов больших мостов
особое внимание приходится уделять вопросам отработки конструк-
ций, технологического оборудования и методов строительства фун-
даментов малых и средних мостов, путепроводов и эстакад в раз-
ных районах страны и в первую очередь в районах северной строи-
тельно-климатической зоны. Объясняется это тем, что перечислен-
ные сооружения составляют подавляющее большинство мостов как
по их количеству, так и по объемам работ, связанных со строитель-
ством фундаментов.
Поскольку такие сооружения рассредоточены вдоль строящих-
ся дорог и на каждом из них из-за небольших объемов работ неце-
лесообразно организовывать бетонное хозяйство, то фундаменты
возводят, как правило, из свай, столбов и оболочек, которые широ-
ко применяют для фундаментов больших мостов.
8
РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
КОНСТРУКЦИИ СВАЙ И ФУНДАМЕНТОВ
Глава 1
ТИПЫ СВАЙ, ИХ КОНСТРУКЦИЯ И ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ
§ 1.1. Классификация свай
Большое количество типов свай (более 100), применяемых в
отечественном и зарубежном фундаментостроении, можно класси-
фицировать по трем основным признакам:
1) по особенностям передачи нагрузки на грунт; 2) по способу
заглубления или устройства свай в грунте; 3) по материалу.
Наиболее важным признаком является способ заглубления
свай, который оказывает большое влияние на их несущую способ-
ность по грунту.
Специфической особенностью свай любого типа является пере-
дача нагрузки на грунт их нижним концом и боковой поверх-
ностью. В зависимости от характера напластования и физико-ме-
ханических свойств грунтов сваи могут передавать всю восприни-
маемую нагрузку на грунт преимущественно нижним концом или
боковой поверхностью. В соответствии с этим сваи подразделяют
на два основных типа: сваи-стойки, передающие нагрузку нижним
концом или уширением (уширенной пятой) на любые малосжимае-
мые грунты; сваи висячие, передающие нагрузку на любые грунты
боковой поверхности и нижним концом. Кроме перечисленных ос-
новных типов, можно еще назвать сваи уплотнения с наклонной
боковой поверхностью (конические, пирамидальные, клиновид-
ные) ; сваи трения, передающие нагрузку только трением по
боковой поверхности (анкерные, воспринимающие растягивающие
усилия).
По способу устройства различают: сваи, изготавливаемые за-
ранее и погружаемые в грунт в готовом виде; сваи, сооружаемые
(бетонируемые) в грунте, на месте возведения фундамента; ком-
бинированные, состоящие из свай первых двух типов.
В зависимости от применяемого материала сваи бывают дере-
вянные, бетонные, железобетонные, стальные и комбинированные.
Кроме перечисленных основных признаков, сваи различают:
по форме поперечного сечения — круглые, квадратные, прямо-
угольные, треугольные, многогранные, трубчатые, крестового се-
чения и др.; в зависимости от профиля в продольном сечении —
цилиндрические или призматические, конические или пирамидаль-
ные, с рифленой поверхностью и др.; по характеру действующего
усилия — сжатые и растянутые, а также работающие на изгиб; по
направлению погружения — вертикальные и наклонные; по спо-
собу погружения — забивные, завинчиваемые, погружаемые виб-
9
рацией, заглубляемые в предварительно пробуренные (лидерные)
скважины и др. Сваи, погружаемые с подмывом, не могут быть
выделены в отдельную группу ввиду того, что подмыв применяют
в качестве вспомогательного средства для облегчения заглубления
свай, а не как самостоятельный способ их погружения. Погружае-
мые с подмывом сваи на последнем этапе погружения (после пре-
кращения подачи воды) должны быть всегда добиты до получения
проектного отказа для обеспечения их расчетной несущей способ-
ности.
В главе СНиП П-Б.5-67* «Свайные фундаменты. Нормы про-
ектирования» рассматриваются четыре типа свай: а) забивные
железобетонные и деревянные; б) набивные бетонные и железо-
бетонные; в) сваи-оболочки железобетонные; г) винтовые со
стальным или железобетонным стволом.
К забивным отнесены сваи, погружаемые в грунт с помощью
молотов и вибропогружателей, а также залавливаемые сваи; к на-
бивным— сваи, сооружаемые путем предварительного устройства
в грунте скважин (любым способом) и последующего заполнения
их бетонной смесью, укладываемой как с уплотнением, так и без
уплотнения (только под действием собственного веса).
Принятая в СНиПе классификация по отдельным характерным
признакам не может точно отразить большого разнообразия кон-
струкций и методов заглубления свай в грунт, применяемых в фун-
даментостроении. Известно, что под термином «забивные сваи»
подразумеваются сваи, погружаемые забивкой с помощью мо-
лотов. Распространение этого термина на сваи, заглубляемые в
грунт вибропогружателями, вибромолотами и задавливанием,
приводит к .условности, а следовательно, к некоторой неточности
такого термина. Аналогичная картина наблюдается и с термином
«набивные сваи», под которым подразумеваются сваи всех типов,
сооружаемые непосредственно в грунте путем заполнения скважин
бетонной смесью как с принудительным уплотнением ее, так и без
уплотнения, хотя принятый термин «набивные» может относиться
только к первой группе свай.
В действующей терминологии одни термины (сваи забивные и
сваи набивные) приняты по способу их устройства (заглубления)
в грунте, а другие (сваи-оболочки и винтовые сваи) — по харак-
терным особенностям конструкции. Из-за разного подхода к наз-
начению терминов, некоторые из них оказываются излишними,
так как охватываются другими. Например, сваи-оболочки можно
отнести к сваям забивным, поскольку под ними подразумеваются
сваи всех типов, принудительно погружаемые в грунт разными
способами.
Несмотря на некоторые отмеченные погрешности принятой в
СНиПе терминологии, она широко используется из-за отсутствия
других, более совершенных терминов.
До разработки более удачной терминологии необходимо рас-
смотреть целесообразность применения терминов, назначаемых
по одному или нескольким классификационным признакам, на-
10
пример по материалу, конструкции, несущей способности по грун-
ту или способу устройства. Очевидно, лучшими следует считать
термины, отражающие наибольшее количество характерных приз-
наков. С этой точки зрения классификация по материалу не
является определяющей, поскольку из одного и того же материала,
например железобетона, можно изготовить сваи, бетонируемые в
грунте, забивные и винтовые, а также сваи-оболочки. Остальные
три взаимосвязанных признака являются определяющими при вы-
боре оптимальных терминов. Поскольку эти признаки взаимосвя-
заны, то можно ориентироваться на один из них (например, на
характерные особенности технологии устройства свай или особен-
ности конструкции). Если в качестве основного принять технологи-
ческий признак, то сваи всех типов можно разделить на три
класса: сваи, погружаемые в грунт; сваи, сооружаемые в грунте,
и сваи комбинированные. К погружаемым следует отнести изго-
тавливаемые в стороне стальные, деревянные, железобетонные
сваи, которые погружают в грунт любым из числа известных
способов. К сооружаемым в грунте сваям (которые за рубежом на-
зывают «Ortbetonpfahle» или «In-sity pile») относятся сваи, изго-
тавливаемые путем укладки бетонной смеси в скважины, предва-
рительно разработанные в грунте любым способом. К комбини-
рованным следует отнести сваи, состоящие из готовых стальных,
деревянных или железобетонных элементов, которые после заглуб-
ления в грунт взаимно соединяют, омоноличивая их тем или иным
способом бетонной смесью или цементным раствором, уклады-
ваемыми в грунт.
Рассмотренная терминологическая классификация в большей
степени удовлетворяет характерным особенностям конструкции
свай и технологии их сооружения, но не отражает влияния этих
признаков на изменение удельной несущей способности по грунту.
Например, погружаемые сваи и сваи-оболочки отнесены к одному
классу, хотя между ними имеется существенное различие в вели-
чинах удельной несущей способности грунтов по торцу и боковой
поверхности элементов.
Взамен терминов, применяемых по технологическому признаку,
более приемлемыми следует считать термины по характерным
признакам конструкции, которые могли бы одновременно отра-
жать особенности заглубления свай в грунт. В качестве таких
терминов до разработки лучших можно принять следующие:
«свая», «свая-оболочка» и «свая-столб». Два первых термина при-
няты в СНиПе и являются общеизвестными, третий термин новый.
Под термином «свая» подразумевают полый или сплошного се-
чения деревянный, железобетонный или стальной элемент, погру-
жаемый принудительно любым способом в грунт с закрытым ниж-
ним концом (или с открытым концом, но заглубляемый без удаления
грунта из его внутренней полости), а также элемент, устанавливае-
мый в полость заранее пробуренной скважины и принудительно
допогружаемый до наступления сопротивления грунта, обеспечива-
ющего восприятие расчетной нагрузки.
11
Термином «свая-оболочка» обозначают полый или заполняемый
бетонной смесью после заглубления в грунт железобетонный или
стальной элемент, который принудительно погружают с открытым
нижним концом и выемкой грунта из его полости, или такой же
элемент, устанавливаемый в предварительно пробуренную сква-
жину.
В «Технических условиях проектирования железнодорожных,
автодорожных и городских мостов и труб» (СН 200-62) под терми-
ном «свая» подразумевают элемент диаметром не более 0,8 м; под
термином «свая-оболочка» — элемент диаметром от 0,8 до 2 м.
В ГОСТ 17382—72 к полым сваям отнесены элементы диаметром
0,4—0,8 м, к сваям-оболочкам — элементы диаметром 1—3 м.
В настоящей работе подразделение на сваи и сваи-оболочки
принято в соответствии с СН 200-62.
Под термином «свая-столб» подразумевается несущий элемент,
сооружаемый на месте строительства фундамента путем устройства
в грунте любым способом скважины и последующего заполнения
ее бетонной смесью, или же заранее изготовленный элемент, уста-
навливаемый в предварительно пробуренную скважину без после-
дующего принудительного заглубления его нижнего конца в грунт.
Общим для всех терминов является понятие «свая», указываю-
щее на то, что обозначаемые этими терминами элементы являются
основной несущей частью фундаментов независимо от их конструк-
ции, методов расчета и возведения.
Несмотря на общность между этими элементами имеются и раз-
личия. Существенное различие в методах заглубления элементов
в грунт оказывает, как правило, решающее влияние на плотность,
а, следовательно, и на несущую способность грунтов, находящихся
под нижним концом и вдоль боковой поверхности элементов. Из-за
вытеснения грунта принудительно погружаемыми «сваями» его
плотность вблизи свай превышает природную. Вследствие принуди-
тельного заглубления низа «свай-оболочек» <в грунт он сохраняет
природную плотность. В результате устройства «свай-столбов»
происходит некоторое разуплотнение грунтов основания.
В дальнейшем под понятием «свайный фундамент» будет подра-
зумеваться фундамент из свай, свай-оболочек или свай-столбов.
Общим понятием «несущий элемент» (когда не требуется обращать
внимание на специфические признаки) будут обозначены свая,
свая-оболочка или свая-столб. Свая-оболочка или свая-столб будут
называться оболочка или столб.
§ 1.2 Сваи и оболочки, погружаемые в грунт
Сваи и оболочки наиболее распространены в фундаментах зда-
ний и сооружений разного назначения. К погружаемым относятся
все виды деревянных, стальных и заранее изготовленных железо-
бетонных свай, заглубляемых в грунт разными способами.
Деревянные сваи широко применяют для фундаментов времен-
ных сооружений, в том числе мостов на автомобильных дорогах
12
местного значения, а также подмостей разных типов. Для фунда-
ментов капитальных сооружений деревянные сваи применяют в
удаленных от транспортных магистралей лесных районах, а также
иногда в местах наличия среды, агрессивной по отношению к бето-
ну или металлу. Деревянные сваи просты в изготовлении, имеют
небольшую массу, что упрощает их транспортирование к месту ра-
бот и погружение в грунт.
До начала широкого внедрения стальных и железобетонных
•свай применяли деревянные сваи диаметром до 34 см и длиной до
30 м, а пакетные — длиной до 40 м. В СССР деревянные сваи при-
меняли при строительстве фундаментов капитальных мостов в до-
военный период, а также в первые послевоенные годы. Во время
Великой Отечественной войны почти все разрушенные мосты вре-
менно восстанавливали с широким применением деревянных свай
как одиночных, так и пакетных.
Наращивают деревянные сваи, используя отрезки стальных
труб, болтовые накладки или железобетонные обоймы.
Сваи изготовляют преимущественно из сосны, реже ели и лист-
венницы, а также пихты, кедра и дуба. Применяют древесину зим-
ней рубки как более прочную. Влажность древесины свай не огра-
ничивается.
Для одиночных свай используют бревна со сбегом (конично-
•стью) не более 1 см на 1 пог. м; кривизна бревен допускается толь-
ко односторонняя, не более 1%. Бревна очищают от коры, сучьев и
наростов. Естественную коничность сохраняют, если она не препят-
ствует погружению свай; в противном случае, например для воз-
можности погружения свай сквозь ячейки направляющего каркаса,
бревна цилиндруют.
Рис. 1.1. Деревянные одиночные сваи и их детали:
/ — свая; 2 — предохранительный диск; 5—штырь; 4 — заостренный конец (острие) сваи;
S— бугель; 6 — башмак; 7 —накладка; 8 — шурупы; Р — стык; 10 — патрубок; // — хомут;
12 - болт
13
Диаметр одиночных свай в тонком конце — не менее 18 см, дли-
на свай — от 4,5 до 8,5 м. Более длинные сваи заготовляют по осо-
бому заказу.
Для облегчения погружения нижний конец сваи заостряют, при-
давая ему форму трех- или четырехгранной пирамиды
(рис. 1.1, а, б). Длину заострения принимают в зависимости от плот-
ности грунтов, равной 1,5—2 диаметрам сваи. Во избежание смя-
тия нижний конец сваи (острие) притупляют. Если сваи погружают
в грунты с твердыми включениями, острие закрывают стальным
сварным башмаком. Чтобы предотвратить возможность отклонения
от заданного направления погружаемой сваи, ее острие должно
совпадать с продольной осью, а грани составлять одинаковые углы
наклона к оси.
Если сваи забивают подвесным или одиночного действия моло-
том, для предотвращения от размочаливания на верхний конец
(голову) сваи надевают предохранительный диск или бугель из
полосовой стали (рис. 1.1, а, б). Во всех случаях использования
молотов двойного действия и дизель-молотов диски и бугели не
применяют, поскольку конструкция шаботов этих молотов предот-
вращает возможность размочаливания голов свай.
При отсутствии длинномерного лесоматериала бревна наращи-
вают, допуская не более одного стыка по длине сваи. В месте сты-
ка диаметры бревен должны быть одинаковыми и не менее 20 см.
Стыкуют в торец, ставя по оси бревен штырь и перекрывая стык
четырьмя стальными полосовыми или уголковыми накладками
(рис. 1.1, в), или используют отрезок трубы (патрубок) той же
длины (рис. 1.1, а). Накладки или патрубок крепят болтами диа-
метром 19—25 мм или шурупами. Иногда применяют стык вполде-
рева на двух хомутах (рис. 1.1, д). Стыки следует располагать так,
чтобы они после забивки свай находились на глубине не менее 2 м
от поверхности грунта, а стыки смежных свай были в разных уров-
нях на взаимном расстоянии по высоте не менее 0,75 м.
Пакетные сваи (рис. 1.2) длиной до 25 м изготовляют из трех
или четырех бревен (или брусьев), соединенных между собой бол-
тами диаметром 19—25 мм, которые размещают на взаимных рас-
стояниях 0,5—1,0 м. Вблизи головы и острия сваи расстояния меж-
ду болтами уменьшают до 0,1—0,3 м. Стыки перекрывают стальны-
ми накладками и располагают вразбежку на расстоянии не менее
1,5 м и не менее шести диаметров бревен. Заострение пакетной
сваи делают общим на все бревна, усиляя его в случае необходимо-
сти стальным башмаком.
Для возможности забивки свай через направляющие каркасы
стыковые накладки и головки болтов располагают вровень с боко-
вой поверхностью сваи.
Недостатками деревянных свай являются ограниченная длина,
трудность погружения в плотные грунты, способность к загнива-
нию, возможность повреждения насекомыми.
В случаях использования деревянных свай для свайно-эстакад-
ных мостов принимают меры по предотвращению загнивания дре-
14
весины. Гниение вызывается
грибками, которые размножаются
во влажной древесине (в зоне
переменного горизонта воды или
вблизи поверхности грунта) при
температуре от 15 до 28° С в усло-
виях свободного доступа кислоро-
да. В плотных грунтах на глуби-
не более 1,5 м от их поверхности
воздуха не хватает для развития
грибков. С понижением темпера-
туры грибки снижают, а при тем-
пературе замерзания воды пре-
кращают активность. Но споры
грибков сохраняют жизнеспособ-
ность в течение нескольких лет и
могут начать развиваться, если
условия улучшатся.
Хорошо сохраняются части
свай, длительное время находя-
щиеся постоянно под водой или
в воздушной среде.
Чтобы предотвратить возмож-
ность гниения, верх свай в кон-
струкции фундаментов с заглуб-
ленной в грунт плитой срезают
на 0,5 м ниже самого низкого
Рис.
уровня грунтовых или поверхно-
стных вод. Однако при назначе-
нии отметки срезки деревянных
1.2. Деревянные пакетные
сваи:
сваи приходится учитывать, что
сведения о колебаниях грунтовых
вод значительно менее точны по
сравнению с данными об измене-
нии поверхностных вод. Уровень
а — из трех бревен; б — из четырех бре-
вен; в — из четырех брусьев; г — из
склеенных досок:
1 — бугель; 2 — бревно; 3 — болт; 4 —
накладка; 5 — башмак
грунтовых вод может резко изменяться в период дождей и засух,
условий стока и других факторов. При строительстве в городах
фундаментов .из деревянных свай необходимо также учитывать
понижение уровня воды вследствие использования грунтовых вод
.для водоснабжения и других целей.
Сваи, длительное время расположенные в зоне переменного ув-
лажнения, защищают от загнивания, пропитав древесину креозо-
том или специальными растворами. Кроме того, могут быть исполь-
зованы полимерные покрытия.
Стальные сваи применяют преимущественно в сложных геоло-
гических условиях, когда непосредственное заглубление железо-
бетонных свай невозможно, например в галечно-валунные отложе-
ния, в грунты, имеющие твердые включения в виде валунов,
заиленных предметов и т. п. Такие сваи используют также для уси-
15
Рис. 1.3. Типы поперечных сечений стальных свай
ления фундаментов, поскольку значительно упрощается их нара-
щивание по мере заглубления в грунт.
Стальные сваи замкнутого поперечного сечения (рис. 1.3, а) по-
гружают с выемкой грунта и затем заполняют бетонной смесью или
погружают без выемки грунта из их полости. Для устройства таких
свай используют стальные трубы, а также элементы, сваренные из
двух двутавров или двух швеллеров. В виде исключения для этих
целей применяют стальной шпунт. Нижний конец сваи оставляют
открытым или закрывают наконечником. Сваи, погружаемые без
выемки грунта (рис. 1,3, б), изготовляют из широкополых двутав-
ров или элементов, составленных из двутавров, равнобоких уголков,
сваренных подошвами или головками рельсов. Кроме приведенных,
применяют также элементы других сечений.
В СССР стальные трубчатые сваи применяли при строительст-
ве мостов через реки Волгу, Лиелупе, Южный Буг, Днепр и другие
примерно до 1957 г. В качестве свай использовали трубы диамет-
ром от 30 до 100 см длиной до 40 м, погруженные как вертикально,
так и с наклоном до 4:1. Трубы погружали с закрытым концом,
затем заполняли бетонной смесью. В отдельных случаях устраива-
ли камуфлетные уширения диаметром до 1,3 м. Расчетная нагруз-
ка на сваю в зависимости от диаметра и грунтовых условий изме-
нялась от 40 до 180 тс.
После 1957 г. в связи с начатым широким внедрением железо-
бетонных полых и сплошного сечения свай стальные сваи использо-
вали крайне редко.
В зарубежной практике стальные сваи применяли и продолжа-
ют применять в значительно большем объеме. В Англии для свай
производят стальные трубы диаметром от 25 до 71 см при толщи-
не стен от 3 до 9,5 мм, широкополые двутавры высотой от 20 до
36 см, а также многогранные сварные трубчатые элементы диамет-
ром описанной окружности 45—75 см. В США в качестве свай
16
широко используют трубы диаметром от 20 до 90 см при толщине
стен от 2 до 15 мм и широкополые двутавры высотой до 36 см.
Сваи из двутавров заводы США поставляют длиной от 12 до
42 м. При наращивании длины свай достигают 90 м и более. Такие
сваи применяют в грунтах с твердыми включениями и для опира-
ния на галечно-валунные отложения и скальные породы. Вследст-
вие небольшой площади поперечного сечения двутавры можно по-
грузить на значительную глубину в любые грунты без подмыва или
устройства лидерных скважин. Их погружают в плотные грунты
на близком расстоянии, что способствует уменьшению размеров
плиты. Удавалось забить такие сваи на 3—4 м в мергели и доломи-
ты; на 5—7 м в сцементированный песок и гравий и на 2—2,5 м в
сланец.
Расчетные нагрузки на широкополые двутавры — от 40 до
200 тс иногда до 450 тс. Если сваи заглублены в малосжимаемые
(плотные) грунты, то в расчетах несущей способности по трению
учитывают величину объемлющего периметра сечения свай. Объяс-
няется это тем, что плотные несвязные грунты, полутвердые и
твердые глины заклиниваются между полками двутавра и сдвиг
происходит не по контакту с металлом, а по поверхности наимень-
шего сопротивления.
Допускаемое напряжение сжатия на металл двутавровых свай,
опертых на скальную породу, в США принимают 630 кгс/см2.
Если необходимо увеличить поперечную жесткость двутавровых
свай, к полкам приваривают листы, а две образовавшиеся при этом
полости заполняют бетоном.
Стальные трубы диаметром до 0,8 м, если позволяют грунтовые
условия, погружают с закрытым стальным или железобетонным на-
конечником. В Англии, например, взамен таких наконечников к
нижнему концу тонкостенной трубы со стенкой толщиной 6—8 мм
приваривают диск из листовой стали толщиной 10—12 мм. Затем
в полость трубы засыпают влажную бетонную смесь на высоту,
равную двум диаметрам трубы. Установив трубу в проектное поло-
жение (в направляющем каркасе или на стреле копра) погружают
ее подвесным молотом, перемещающимся в полости трубы. Молот
представляет стальную отливку, диаметр которой на 3—4 см мень-
ше внутреннего диаметра погружаемых труб, а длина в 6—8 раз
превышает диаметр. Подъем и сбрасывание молота с высоты 2—
3 м производят крапом, осуществляющим установку труб и подачу
бетонной смеси в их полость после заглубления труб до проектной
отметки.
Образующаяся от воздействия ударов молота пробка из бетон-
ной смеси заклинивается силами трения в нижней части трубы, спо-
собствуя втягиванию ее в грунт.
Трубы диаметром 0,8 м и более погружают преимущественно
с открытым нижим концом, на который наваривают стальную
полрру^иринрй,.0*2^.й,5-МчИ толщиной 10—16 мм для предотвра-
щения- его дефор^щии в случае встречи с твердым включением,
цакие трубы, как. шГ.ШйНок^полые двутавры, можно забить сквозь
17
Рис. 1.4. Схема стальной оболочки:
/ — секция оболочки; 2 — сварной стык
значительную толщу грунтов до
опирания на поверхность скаль-
ных пород или галечно-валунных
отложений.
В расчетах несущей способно-
сти трубчатых свай в США при-
нимают допускаемое напряжение
на бетон заполнения 70 кгс/см2
и на сталь трубы 630 кгс/см2.
Нормы США допускают воз-
можность использования сталь-
ных труб в качестве арматуры
свай, если в результате воздейст-
вия коррозии в течение заданного
срока эксплуатации сооружения
толщина стенки свай будет не
меньше принятой в расчете.
Стальные оболочки диаметром 106 см
и длиной от 24 до 91 м со стенкой тол-
щиной 13 мм использовали в качестве
свай для фундаментов автодорожного
моста через озеро около Рочестера
(США). Нижний открытый конец оболо-
чек усилили приваркой стальной полосы
толщиной 19 мм и шириной 457 мм.
После забивки на проектную глубину из оболочек удалили грунт, методом
подводного бетонирования уложили пробку, затем откачали воду и дальше бето-
нировали насухо.
В последнее время в ряде зарубежных стран для постройки отдельных соору-
жений в местах большой глубины воды применяют длинные трубчатые стальные
оболочки под нагрузки до 3 тыс. тс. Оболочки диаметром от 0,76 до 1,22 м и дли-
ной 100—200 м заглубляют в донные отложения на 80—120 м при глубине воды
до 120 м. В качестве примера на рис. 1.4 показана одна из восьми оболочек, по-
груженных в грунт в составе фундамента, который построили в дельте р. Мисси-
сипи (США), в месте, где глубина воды 85,5 м. Характерной особенностью
является переменная толщина стенок в соответствии с эпюрой изгибающих мо-
ментов, действующих по длине оболочки. Толщина стенок оболочки диаметром
1,22 м и длиной 188 м изменяется от 15,9 до 28,5 мм, причем наибольшее утолще-
ние приходится на зону ее заделки в грунте при работе на воздействие вертикаль-
ных и горизонтальных нагрузок. Нижняя часть оболочки выполнена тонкостенной
с утолщением нижнего конца для преодоления сопротивления грунта и предотвра-
щения деформаций.
Монтажные стыки расположены достаточно далеко от мест изменения тол-
щины стенок.
Оболочки погружали молотами с энергией удара 8300 и 16 600 кгс-м. В ка-
честве направляющего использовали стальной каркас, опираемый на дно. В месте
погружения оболочек дно сложено глинами, сопротивление сдвигу которых ли-
нейно возрастает до 1,42 кгс/см2 на глубине 91,5 м.
Расчетная несущая способность по грунту не заполненной бетоном оболочки
с грунтовым ядром составляет 2000 тс.
Для фундаментов железобетонной эстакады на автомобильной дороге
Квебек — Монреаль (Канада) использовали стальные оболочки диаметром 1 м
и стенкой толщиной 13 мм, которые погружали на глубину до 92 м отдельными
секциями длиной от 10 до 18 м. После удаления грунта и забуривания в скальную
породу на 2,5 м в оболочки заводили арматурный каркас и заполняли их бето-
ном. Расчетная нагрузка на оболочку — 2100 тс.
18
Существенным недостатком стальных свай является их корро-
зия от воздействия окружающей среды. В зависимости от характе-
ра повреждения различают сплошную или местную коррозию ста-
ли. Местные очаги коррозии, возникающие при неоднородной
поверхности металла или неоднородности воздействия среды, пред-
ставляют отдельные коррозионные пятна, язвы или коррозионные
точки.
Наиболее интенсивно процесс коррозии протекает при наличии
на поверхности стали слоя влаги толщиной около 1 мк. С уменьше-
нием или увеличением слоя влаги интенсивность коррозии снижа-
ется. При слое влаги 2 мки более вследствие затруднения диффузии
кислорода к металлу скорость коррозии снижается до минимума и
соответствует коррозии для случая полного погружения конструк-
ции в воду.
Ускорению процесса коррозии стали в грунте в наибольшей сте-
пени способствуют растворенные хлоридные соли. Так же неблаго-
приятно влияют болотистые грунты, илы и другие грунты, содер-
жащие щелочи. Особенно сильно подвержены коррозии стальные
элементы в зоне переменного увлажнения на контакте с водой или
грунтом в местах, где происходит наиболее интенсивное смачива-
ние тонкой пленкой воды в условиях свободного доступа к поверх-
ности металла кислорода из атмосферы.
По данным исследований (в течение 15 лет) английского инсти-
тута гражданских инженеров считается, что односторонняя коррозия
стали происходит с интенсивностью примерно 0,076 мм в год в
морской воде и 0,051 мм в пресной.
В зоне переменного увлажнения интенсивность коррозии стали
возрастает в 2—3 раза. Коррозия стальных элементов, заглублен-
ных в водонасыщенные несвязные грунты, происходит приблизи-
тельно с той же интенсивностью, что и в водной среде (при равных
условиях доступа кислорода). В полутвердых и твердых глинистых
грунтах из-за дефицита кислорода интенсивность коррозии снижа-
ется. По данным Одесского института инженеров морского флота
интенсивность коррозии стальных конструкций, находящихся в
оазных грунтах, характеризуется следующими величинами:
Интенсивность
коррозии, мм/год
Песок с илом ............................ 0,0031—0,0490
» » гравием............................... 0,0141—0,0315
» .................................... 0,0295—0,0318
Глина ................................... 0,0318—0,0409
» со щебнем и гравием..................... 0,0125—0,0422
В водонасыщенных глинистых грунтах интенсивность коррозии
стальных конструкций несколько меньше, чем в грунтах естествен-
ной влажности.
Наибольшая интенсивность коррозии стали — 0,1—0,2 мм/год в
зоне грунт — вода; в зоне попеременного смачивания и высыха-
ния — до 0,4—0,5 мм/год.
19
Сведения, полученные отдельными исследователями на основе
изучения образцов стальных элементов, находившихся в воде и
грунте более 50 лет, показывают, что в ряде случаев коррозия ме-
таллических конструкций происходит с интенсивностью ниже упо-
мянутых величин. Это обстоятельство можно объяснить тем, что
на элементах, длительное время находящихся в грунте, образуется
слой корродированного металла, который, затрудняя диффузию
кислорода, с течением времени существенно снижает интенсивность
коррозии. Если же слой поврежденного коррозией металла'смыва-
ется водой или удаляется перемещающимися наносными отложе-
ниями, то процесс коррозии происходит с постоянной интенсивно-
стью. Несмотря на это толщина слоя поврежденного металла в
разных местах одного и того же элемента, находящегося в однород-
ной среде, может отличаться в 2—4 раза и более. Поэтому приво-
димые разными исследователями данные без подробной характе-
ристики местных условий нельзя распространять на другие условия
вследствие их большего многообразия.
Для защиты от коррозии стальных свай применяют разные по-
крытия, в том числе из битума, бетона, каменноугольной смолы,
красок, эпоксидных смол. Покрытия наносят по всей длине свай
или только в наиболее опасных местах.
Железобетонные сваи широко применяют для фундаментов ка-
питальных зданий и сооружений разного назначения, в том числе
мостов. В фундаментах мостов наиболее часто используют сплош-
ные квадратного сечения сваи; реже находят применение сваи пря-
моугольного сечения. Полые составные по длине сваи диаметром
0,4 и 0,6 м применяют, как правило, при необходимости заглубле-
ния их на 20 м и более для облегчения изготовления, транспорти-
рования и погружения в грунт.
Размеры поперечного сечения и длины ненапряженных и пред-
варительно напряженных железобетонных свай регламентированы
ГОСТ 19804—74 (табл. 1.1), а полых цилиндрических свай —
ГОСТ 17382—72 (табл. 1.2).
Интервал изменения свай по длинам от 3 до 6 м принят через
0,5 м, 6 м и более — через 1 м.
Таблица 1.1
Таблица 1.2
Сечение, см Длина свай, м Наружный диаметр, см Толщина стенки, см Длина, м
ненапря- женных предвари- тельно напряжен- ных цельной сваи и секции со- ставной сваи наконечника
20X20 3—6 3-6 40 8 4—12 0,4
25X25 4,5—6 4,5-6 50 8 4—12 0,5
30X30 3—12 3-15 60 10 4—12 0,6
35X35 8—16 8—20 80 10 4—12 0,8
40X40 13—16 13—20
20
Рис. 1.5. Железобетонная приз-
матическая свая
Сваи минимального сечения 20x20 см при длине 3 м приняты
исходя из возможности использования их для фундаментов мало-
нагруженных зданий сельскохозяйственного назначения, а также
для зданий любого назначения, возводимых на плотных грунтах.
Интервал изменения длины цилиндрических свай — через 1 м.
Применяемые для фундаментов мостов призматические сваи
с ненапрягаемой и предварительно напряженной арматурой изго-
товляют из бетона марки по прочности на сжатие не менее 300, а
цилиндрические сваи — из бетона марки 400.
Призматические сваи армируют продольными стержнями диа-
метром от 12 до 32 мм. В зависимости от величины расчетного из-
гибающего момента сечение продольной арматуры изменяется от
0,8 до 4% площади поперечного сечения сваи, при количестве
стержней от 4 до 16, размещаемых преимущественно внутри ребер
свай (рис. 1.5, а и б), а иногда и в промежутке между ними
(рис. 1.5, в).
Проведенными исследованиями выявлено, что установка продоль-
ных стержней в промежутках между ребрами, не оказывая замет-
ного влияния на увеличение несущей способности свай по материа-
лу, существенно усложняет механизированное изготовление арма-
турных каркасов. Поэтому сваи сечением до 40x40 см стремятся
армировать по схеме, приведенной на рис. 1.5, б, размещая у каж-
дого ребра от одного до трех стержней в зависимости от длины
сваи.
Для экономии арматуры в сваях длиной более 10 м применяют
переменное по их длине количество продольных стержней или
уменьшают их сечение (при постоянном количестве) в направлении
от точек подъема сваи к ее концам.
В качестве поперечной арматуры раньше использовали замкну-
тые хомуты; в настоящее время применяют спираль из проволоки
6—8 мм с шагом 10—20 см.
21
Рис. 1.6. Нижний конец призматических свай:
/ — бетон; 2 — продольный стержень; 3 — спиральная арматура; 4 — стальной наконечник;
5 — штырь
Ввиду значительных местных напряжений, возникающих в бе-
тоне вблизи головы и острия сваи в период забивки, поперечную
арматуру в этих местах ставят с уменьшенным до 5—10 см шагом
на длине, равной 2,5—3 размерам поперечного сечения сваи, считая
от ее концов. Диаметр спиральной арматуры принимают равным
0,2—0,3 диаметра продольных стержней.
Чтобы предохранить от повреждения голову сваи, помимо кон-
турных хомутов, иногда дополнительно размещают внутренние хо-
муты или спиральную арматуру. Широко распространено армиро-
вание голов свай горизонтальными сетками из стержней диаметром
5—8 мм. Первую сетку устанавливают на расстоянии 3—5 см от
торца, а затем через каждые 5 см ставят четыре — шесть сеток с
ячейками до 5 см.
Нижний конец сваи оформляют в виде острия из загнутых про-
дольных стержней (рис. 1.6, а, б). Если сваи необходимо погружать
в галечно-гравийные отложения, острие окантовывают стальным
наконечником (рис. 1.6, в). Для доброкачественного опирания свай
на поверхность неровной скальной породы применяют наконечник
со стальным штырем (рис. 1.6, а).
Армирование свай, используемых для фундаментов зданий и
сооружений на восприятие сжимающих нагрузок, определяют рас-
четами на изгиб при подъеме свай на копер от воздействия их веса
с коэффициентом динамичности 1,25 при расчете на прочность и
1,5 на трещиностойкость.
Сваи фундаментов мостов и опор гидротехнических сооружений
армируют на восприятие изгибающих и сжимающих нагрузок, воз-
никающих в эксплуатационный период, и проверяют на воздействие
веса свай при подъеме их на копер.
Защитный слой бетона в сваях, применяемых для фундаментов
мостов в обычных условиях, равен 3 см; для свай, используемых в
районах с низкими отрицательными температурами воздуха,—4 см,
22
если сваи находятся ниже поверхности грунта и воды, — 5 <см при
расположении свай в зоне переменного увлажнения.
Защитный слой бетона у свай, применяемых в Европе, — 2,5 см
в пресной воде и 4 см в морской воде, в США — до 4 см в прес-
ной воде и до 7,5 см в морской воде.
Для предварительно напряженных свай, располагаемых в зоне
переменного увлажнения, используют стержни, размещаемые в
углах сваи.
В отечественной и зарубежной практике строительства фунда-
ментов зданий разного назначения иногда используют сваи с цент-
рально расположенной напрягаемой арматурой в сочетании со спи-
ральной арматурой по всей длине сваи, со спиральной арматурой,
расположенной у концов свай (или только у одного конца), а также
без спиральной арматуры. За счет исключения поперечного арми-
рования удается в таких сваях по сравнению с обычными сваями
уменьшить в 1,5—3 раза расход арматуры.
Опыт применения таких свай для фундаментов зданий показы-
вает, что их можно удовлетворительно погружать в толщу слабых
грунтов. В случае забивки в плотные и средней плотности грунты
сваи длиной 6—10 м без поперечной арматуры разрушаются и ста-
новятся непригодными.
Цельные сваи изготовляют, как правило, длиной, не более чем
в 50 раз превышающей размер их поперечного сечения. Если таких
длин оказывается недостаточно, применяют стыкованные, состоя-
щие из отдельных элементов сваи.
Сваи большой длины применяют при необходимости их погру-
жения на значительную глубину в толщу сильносжимаемых (сла-
бых) грунтов. Если же под ней на небольшой глубине расположены
грунты средней сжимаемости, применяют забивные сваи с уширен-
ной пятой (уширением). Иногда такую пяту используют для пре-
дохранения от повреждений в процессе забивки антикоррозионной
изоляции боковой поверхности свай, погруженных в агрессивную
по отношению к бетону среду.
Сваи с уширенной пятой применяют для фундаментов зданий и
сооружений разного назначения, в том числе и мостов. Уширения
размещают на нижнем конце свай или на некотором удалении от
острия. Применяют бетонируемые совместно со сваей квадратные
или прямоугольные уширения (рис. 1.7, а и б) или приставные
квадратные (рис. 1.7, в), а также круглые (рис. 1.7, 5). Площадь
поперечного сечения уширения принимают в 2—3 раза больше
площади сечения ствола сваи. Используя типовое армирование
бетонируемых совместно с уширениями свай, уширения не армиру-
ют, если их высота в 4—5 раз превышает ширину.
Применение уширенных пят обеспечивает возможность умень-
шить на 30—50% длину свай, а за счет этого соответственно сокра-
тить расход бетона и в 2—3 раза снизить потребность в арматуре.
Железобетонные забивные сваи с пятами в последние годы приме-
нены в фундаментах нескольких построенных зданий и сооружений,
а также мостах, в том числе опорах эстакады через лиман Шаба-
23
Рис. 1.7. Уширения низа железобетонных свай:
а — двустороннее; б и г — четырехсторонние; в и д — приставные
лат (см. гл. 9). За рубежом, особенно в Нидерландах, ФРГ и дру-
гих странах, забивные сваи с уширенной пятой применяют более
широко.
Если несущий пласт малосжимаемого (прочного) грунта при-
крыт большой толщей илистых отложений, в пределах которых
применение укороченных свай с уширенной пятой не обеспечивает
необходимой несущей способности, в отдельных случаях для фун-
даментов зданий и сооружений разного назначения применяют со-
ставные стыкуемые по длине сплошного сечения сваи большой
длины. Для фундаментов мостов такие сваи применять нецелесо-
образно по следующим причинам:
1) при погружении в слабые водонасыщенные, а особенно илис-
тые грунты сваи могут существенно отклоняться от проектного по-
ложения. Так, по данным шведских исследований искривления свай
достигают 10% их длины. Отклонения от вертикали составных
свай сечением 30x30 см и длиной 32 м, замеренные геофизическим
методом, составили 5—7 м.
Отклонения происходят при встрече низа сваи с твердым пре-
пятствием, например заиленным деревом, а также из-за внецент-
ренной передачи усилий от ударов молота в стыках свай вслед-
ствие неровностей соприкасающихся торцов соседних элементов
или неперпендикулярного положения этих торцов по отношению к
продольной оси сваи;
2) поскольку фундаменты мостов воспринимают значительные
горизонтальные нагрузки, то в большей толще слабых грунтов
сваи необходимо, как правило, располагать наклонно. Но в таких
случаях можно ожидать отклонений от проектного положения и
24
искривления свай в значительно больших пределах, чем это выяв-
лено для вертикальных свай;
3) опасность отмеченных отклонений свай заключается в том,
что слабые грунты не могут противодействовать излому сильно
искривленных при погружении свай, а строительные организации,
не имея специальных приборов, не могут выявить степень искрив-
ления каждой погруженной сваи от проектного положения и свое-
временно принять необходимые меры. В связи с этим применение
тонких длинных свай, особенно погружаемых в наклонном положе-
нии, невольно приводит к созданию дефектных фундаментов;
4) при одинаковой конструкции стыков их упругая податли-
вость будет влиять на искривление погружаемых свай тем меньше,
чем выше момент инерции сечения стыка. С этой точки зрения бо-
лее целесообразны стыкованные полые сваи, чем сваи сплошного
сечения.
Для фундаментов мостов широко применяют цилиндрические
полые сваи центрифугированного изготовления диаметром 0,6 м
(длиной секций 8, 10, 12 м), которые используют вместо составных
свай сплошного сечения 35x35 см и 40x40 см.
Сваи центрифугированного изготовления имеют значительно
более плотный бетон по сравнению с призматическими, что особен-
но важно для фундаментов, находящихся в агрессивной среде.
Если учесть, что одна полая свая по несущей способности может
заменить две-три сваи сплошного сечения, то станет очевидным
преимущество применения составных полых свай взамен свай
сплошного сечения.
Для фундаментов мостов обычно применяют сваи сплошного
сечения размером 30x30, 35X35 и 40X40 см. Редко используют
сваи*45X45 см и еще реже сваи большего сечения. Так, например,
сваи сечением 50x50 см были применены для фундаментов 20 опор
моста через озеро Маракасибо (под пролетные строения длиной по
36,5 м).
Наряду со сваями сплошного сечения для фундаментов зданий
разного назначения институтом «Фундаментпроект» разработаны
конструкции предварительно напряженных квадратных свай сече-
нием 25X25, 30X30 и 40X40 см с круглой полостью. Минимальная
толщина стен таких свай — 4—5 см.
За рубежом квадратные и восьмигранные сваи изготовляют
сплошными при размерах сечения 25—60 см и полыми при сечении
более 45X45 см. По сравнению с ненапряженными сваями сплош-
ного сечения на полые предварительно напряженные сваи требует-
ся бетона меньше на 20—25%, арматуры на 30—40%.
Нагрузки на сваи назначают исходя из условия предельного ис-
пользования прочностных свойств материалов, если только позво-
ляет несущая способность грунтов.
Так, расчетные осевые нагрузки с учетом сжимающих напря-
жений от изгибающего момента (в построенных фундаментах мос-
тов) приняты для свай сечением 30X30 см от 50 до 90 тс, 35 X
X35 см — 70—120 тс, 40x40 —80—150 тс.
25
Для выявления несущей способности на осевые сжимающие на-
грузки центрифугированных цилиндрических свай проводили ста-
тические испытания образцов свай диаметром 55 см и длиной 6 и
8 м со стенкой толщиной 8 см, изготовленных из бетона марки 350.
Каждый образец армировали 18 продольными стержнями диамет-
ром 22 мм и спиралью из проволоки диаметром 6 мм при шаге
5 см. Восемь полых образцов разрушились под осевой нагрузкой
от 430 до 570 тс. В другой партии, состоявшей из девяти таких же
образцов, но заполненных бетоном марки 170, разрушение насту-
пило при нагрузках от 775 до 850 тс.
На основании результатов испытаний на такие сваи в постро-
енных в более позднее время фундаментах мостов допущены на-
грузки от 140 до .250 тс. Но в фундаментах мостов, построенных
до проведения этих испытаний, максимальные расчетные нагруз-
ки на сваи приняты от 100 до 170 тс.
Кроме призматических и цилиндрических свай, иногда приме-
няют сваи треугольного сечения, у которых боковая поверхность
на 15%, а несущая способность (на 1 м3 сваи) на 5—10% боль-
ше, чем у квадратных. Такие сваи могут применяться в однород-
ной толще плотных и средней плотности грунтах в конструкциях
фундаментов, воспринимающих преимущественно вертикальные
нагрузки.
Появившиеся предложения о применении железобетонных пи-
рамидальных свай взамен призматических основаны на предпо-
сылке заметного увеличения несущей способности таких свай по
сравнению с призматическими. Однако такое увеличение несущей
способности возможно в случае заглубления конических свай в
поверхностный слой малосжимаемых грунтов, например твердых
глин, гравийно-галечных отложений. Но в таких грунтах и приз-
матические сваи обладают достаточно высокой несущей способ-
ностью, в первую очередь, за счет передачи нагрузки через
торец.
Обычно сваи чаще всего применяют в случаях необходимости
прорезки фундаментом грунтов, обладающих большой сжимае-
мостью, и заглубления в менее сжимаемое основание. Очевидно,
при таком напластовании грунтов ни конические, ни треугольные
сечения сваи не обладают преимуществами перед призматически-
ми или цилиндрическими, поскольку в этих случаях почти вся на-
грузка передается на основание нижним концом свай.
Не дают, как правило, ожидаемого эффекта фигурные сваи
крестообразного, двутаврового и таврового сечения. Объясняется
это тем, что сдвиг нагруженной сваи относительно грунта происхо-
дит не по контакту с ее боковой поверхностью, а по более слабому
месту, именно по периметру, огибающему сечение фигурной сваи.
Поэтому увеличение боковой поверхности не приводит к увеличе-
нию сопротивления сдвигу. Кроме того, основную долю несущей
способности свай, заглубленных нижним концом в плотные грунты,
составляет сопротивление под торцом сваи, а не сопротивление по
ее боковой поверхности. Применение же тонких толщиной 10—
26
12 см стенок фигурных свай облегчает прорезание грунта их тор-
цом вместо существенного уплотнения. Поэтому вряд ли можно
ожидать заметное увеличение несущей способности. Если учесть
сложность и трудоемкость изготовления арматурных каркасов и
бетонирования фигурных свай, то небольшой прирост несущей
способности не сможет компенсировать значительных дополни-
тельных затрат труда и времени на изготовление таких свай по
сравнению с призматическими.
Железобетонные оболочки применяют для фундаментов мостов,
гидротехнических и других сооружений в местах, где использование
свай оказывается экономически менее выгодным или технически
нецелесообразным (например, при строительстве эстакад значи-
тельной протяженности, в случае возведения фундаментов мостов
в пределах глубоких водотоков и т. п.).
Свая-оболочка представляет собой железобетонный тонкостен-
ный пустотелый цилиндр с обычной или предварительно напря-
женной продольной и спиральной поперечной арматурой. Такие
оболочки готовят преимущественно отдельными секциями, длина
которых определяется технологическими возможностями завода-
изготовителя (или полигона), условиями транспортирования, а
также грузоподъемностью кранового оборудования на строитель-
ной площадке. Как правило, длину секции оболочки принимают от
6 до 12 м.
Для предварительного укрупнения оболочек на строительной
площадке и их наращивания в процессе погружения применяют
специальные стыки различной конструкции.
Нижние концы оболочек обустраивают специальными наконеч-
никами-ножами, конструкция которых зависит главным образом
от местных геологических условий строительства.
Оболочки после погружения их в грунт могут быть заполнены
бетоном или песком, а также оставлены в конструкции фундамен-
та без заполнения их полости. В последнем случае сечения оболо-
чек и их армирование определяются не только расчетом на мон-
тажные нагрузки и динамические усилия от вибропогружателя, но
и на эксплуатационные нагрузки.
Применение оболочек из предварительно напряженного желе-
зобетона обычно обусловливается требованиями повышенной тре-
щиностойкости и коррозионноустойчивости (для фундаментов в
агрессивной среде, в том числе для морских причальных сооруже-
ний), экономии металла и, что наиболее важно, требованием уве-
личения продольной жесткости оболочек при большой их длине
(более 30 м) с целью повышения эффективности вибропогру-
жения.
В отечественной практике мостостроения' в начальный период
внедрения фундаментов новых типов применяли оболочки различ-
ных размеров и армирования, определяемых, как правило, субъ-
ективными соображениями проектировщиков. В тот период это
было неизбежным, поскольку строительство носило опытный ха-
рактер и еще не было создано технологического инвентарного обо-
27
Таблица 1.3
Наружный диаметр, м Толщина стенки, см Длина секции, м Продольная арматура Диаметр спиральной арматуры, мм Расход металла, кг на одни стык
диаметр, мм количест- во, шт. фланцево- болтовой фланцево- сварной
1,2 12 6-12 20/20 40 8 236/246 141
1,6 12 6-12 20/20 56 8 303/317 239
2,0 12 6—8 20/20 64 8 380/396 303
3,0 12 6-8 20/20 108 10 591/617 504
Примечания. .1. Бетон гидротехнический М400, Мрз200.
2. В числителе приводятся данные для оболочек из обычного железобетона
при ц=3%, в знаменателе — для оболочек из предварительно напряженного же-
лезобетона.
3. Шаг спиральной арматуры по всей длине секции оболочки принят равным
100 мм, а у концов секции на длине 100—120 см — 50 мм.
рудования для изготовления оболочек. В дальнейшем была про-
ведена унификация размеров оболочек и разработаны типовые
проекты их конструкции из обычного и предварительно напряжен-
ного железобетона.
Основные данные по типовым оболочкам (проектировки Лен-
гипротрансмоста) приведены в табл. 1.3.
Для оболочек диаметром до 1,6 м применяют продольную ар-
матуру диаметром не менее 12 мм и спиральную из проволоки
диаметром не менее 6 мм; для оболочек диаметром 1,6 м и
более — продольную арматуру диаметром не менее 18 мм, а спи-
ральную— из проволоки диаметром не менее 8 мм. В оболочках
диаметром до 1,6 м продольную арматуру располагают в один
ряд; в оболочках диаметром 1,6 м и более арматура может быть
расположена в один и два ряда. Двухрядное расположение арма-
туры рекомендуется для оболочек, оставляемых в сооружении без
бетонного заполнения, а также при необходимости повысить
прочность оболочек, погружаемых в галечно-валунные отложения
или плотные глины с включением валунов.
Продольные стержни арматуры оболочек располагают на рас-
стоянии в свету не менее 5 см и не более 20 см, но не свыше полу-
торной толщины стенки оболочки. Шаг спиральной арматуры на-
значают в пределах 10—15 см.
Вблизи стыковых соединений и наконечника на длине 1 м шаг
спирали уменьшают в 1,5—2 раза по сравнению с принятым на
остальной части оболочки..
Защитный слой бетона с внешней и внутренней сторон оболо-
чек диаметром 0,4 м должен быть не менее 3 см. Для оболочек
диаметром 0,6 м и более защитный слой с внешней стороны дол-
жен быть не менее 4 ом, с внутренней стороны — не менее 3 см.
В случаях когда армирование типовых оболочек недостаточно
для восприятия растягивающих напряжений от эксплуатационных
28
Рис. 1.8. Конструкция секции железобетонной оболочки диаметром 1,6 м
нагрузок, в полость оболочек (заполняемых бетоном) устанавли-
вают дополнительную арматуру в виде каркаса, располагая ее в
местах, определяемых расчетом. Диаметр стержней дополнитель-
ной арматуры принимают не менее 20 мм, а проволоки спирали —
не менее 8 мм.
На рис. 1.8 показана конструкция часто применяемых оболо-
чек диаметром 1,6 м (проектировки Ленгипротрансмоста).
В оболочках из обычного железобетона продольная арматура
из стали периодического профиля марки Ст. 5, а спиральная — из
гладкой круглой стали марки Ст. 3.
Оболочки из предварительно напряженного железобетона,
применявшиеся в отечественной практике строительства гидротехни-
ческих сооружений, армировали стержневой горячекатаной сталью
периодического профиля марок 25Г2С и 35ГС, напрягаемой до бе-
тонирования.
Сечение и расстановку напрягаемой арматуры определяют рас-
четом; в остальном же сохраняются те же принципы армирования,
что и в оболочках из обычного железобетона. Торцовые участки
оболочек дополнительно армируют короткими ненапряженными
стержнями. На рис. 1.9 представлена конструкция оболочки диа-
метром 1,6 м из предварительно напряженного железобетона, при-
мененная при строительстве нескольких причальных сооружений.
Оболочки изготовляли секциями длиной по 8 м со стенками тол-
щиной 15 см из гидротехнического бетона марки 400 с продольной
предварительно напряженной стержневой арматурой периодиче-
ского профиля из стали 25Г2С. Величина контролируемого пред-
варительного напряжения арматуры была принята равной
4950 кгс/см2. Выпускали оболочки двух видов: усиленные, арми-
рованные 24 стержнями диаметром 22 м, и облегченные, армиро-
29
Рис. 1.9. Конструкция предварительно напряженной оболочки диаметром 1,6 м:
/ — напряженная арматура; 2 — ненапряженная арматура; 3 — спираль; 4 — выпуски арма-
туры; 5 —стыковой фланец; 6 — нож; 7 —утолщенный наконечник
ванные таким же количеством стержней диаметром 16 мм. Кро-
ме напряженной арматуры, в каркас оболочки включали обычную
ненапряженную стержневую арматуру периодического профиля из
стали Ст. 5, устанавливаемую для усиления головы, стыков и но-
жа оболочки, а также ненапряженную поперечную арматуру из
проволоки диаметром 8 мм из стали Ст. 3 в виде спиральной обой-
мы с шагом 80 мм.
Кроме рассмотренных выше оболочек из обычного железобето-
на, заполняемых, как правило, бетонной смесью после погружения,
были разработаны новые конструкции, позволяющие значительно
увеличить процент сборности фундаментов из оболочек. К таким
конструкциям относятся толстостенные оболочки.
Необходимость создания более совершенных конструкций оболо-
чек определилась тем, что:
1) несмотря на применение в качестве основного конструктив-
ного элемента (в фундаментах рассматриваемого типа) сборных
железобетонных оболочек преимущественно заводского изготовле-
ния, общий процент сборности фундаментов оставался относитель-
но небольшим (особенно при оболочках большого диаметра) и
составлял в ряде случаев лишь 20—30%;
2) для большого числа мостовых переходов на реках Совет-
ского Союза характерно наличие грунтовых напластований с вклю-
чением галечника и валунов (особенно на Урале и в Сибири), а
это на ряде строек создавало серьезные трудности с погружением
тонкостенных оболочек, а иногда и приводило к их разрушению.
Исследования, проведенные Всесоюзным научно-исследователь-
ским институтом транспортного строительства (ЦНИИС) Мин-
трансстроя совместно с Ленгипротрансмостом, позволили разрабо-
тать конструкции оболочек (при ограничении их диаметра 3 м), не
30
Таблица 1.4
Наружный Толщина Длина Продольная арматура Диаметр спиральной арматуры, мм Расход стали, кг на один стык
диаметр, м стенки, см секции, м диаметр, мм количест- во, шт. фланцево- болтовой фланцево- сварной
1,6 16 6 20 18 56 8 575 298
2,0 18 6 20 18 64 8 743 382
3,0 20 6 20 18 108 10 1139 628
Примечания. 1. В числителе приводятся данные для оболочек из обыч-
ного железобетона при ц=3%, в знаменателе — для оболочек из предварительно
напряженного железобетона.
2. Шаг спиральной арматуры по всей длине секции оболочки принят равным
100 мм, а у концов секции на длине 100—120 см — 50 мм.
требующих последующего их заполнения бетоном, значительно бо-
лее устойчивых на динамические воздействия при вибропогруже-
нии в грунт.
Основные данные по таким оболочкам (конструкция подобной
оболочки диаметром 1,6 м представлена на рис. 1.9) приведены в
табл. 1.4. Из табл. 1.4 и рис. 1.9 видно, что в оболочках этого
типа в отличие от оболочек, приведенных в табл. 1.3, утолщены
стенки и применено двойное армирование.
Применение таких оболочек в фундаментах опор мостов позво-
ляет значительно сократить объем бетонной кладки и соответствен-
но уменьшить трудоемкость и стоимость работ по сооружению фун-
даментов. Кроме того, резко возрастает процент сборности, а
следовательно, и степень индустриальное^! конструкции фунда-
ментов.
Для соединения секций оболочек между собой (при укрупни-
тельной сборке на строительной площадке или наращивании в про-
цессе погружения их в грунт) применяют специальные стыковые
устройства различной конструкции (рис. 1.10).
Стыкование путем сварки выпусков продольной арматуры обо-
лочек внахлестку или с двусторонними накладками с последую-
щим омоноличиванием стыков бетоном или расширяющимся це-
ментным раствором является наиболее экономным по расходу
стали и упрощает изготовление оболочек. Однако такой прием
пригоден в основном лишь для предварительной укрупнительной
сборки оболочек на строительной площадке. В этом случае обо-
лочки собирают на стеллажах в горизонтальном положении (обо-
лочки диаметром до 2 м) или при помощи монтажных приспособ-
лениий в вертикальном положении. Для монтажного стыкования
31
Рис. 1.10. Стыки секций оболочек:
а — фланцево-болтовой; б — сваркой патрубков (обечаек); в — сваркой уголков и стержней
продольной арматуры; г — сваркой фланцев и стержней предварительно напряженной
арматуры;
/ — бетон; 2 — спираль; 3—стержень продольной арматуры; 4 — ребро; 5 —обечайка; 6—
болт; 7 —сварочный шов; 8 — стальной стержень; 9 — уголок; 10 — наконечник стержня;
11 — стержень дополнительной арматуры
секций оболочек в процессе погружения этот тип стыковых соеди-
нений не может быть рекомендован. Стыки на сварке стальных
патрубков (рис. 1.10, б), уголков (рис. 1.10, в) или фланцев (рис.
1.10, г), заделанных в секции оболочек при их изготовлении, могут
применяться как при укрупнительной сборке на строительной пло-
щадке, так и при наращивании оболочек в процессе погружения.
В этом случае стальные патрубки или фланцы приваривают к про-
дольной арматуре при заготовке арматурного каркаса оболочки.
К недостаткам сварных стыков относится трудность закрепле-
ния наголовника вибропогружателя на оболочке (приходится спе-
циально приваривать временные болты, срезаемые по ходу погру-
жения) и возможность появления при сварке температурных тре-
щин в бетоне в зоне, примыкающей к стыку.
Фланцевый стык на болтах (рис. 1.10, а) является наиболее
универсальным и удобным в работе при соединении секций между
собой и оболочки с наголовником вибропогружателя. Фланцы мо-
гут быть сварными или литыми. Для обеспечения точного распо-
ложения относительно продольной оси оболочек фланцы привари-
вают к продольной арматуре с применением специальных кондук-
торов. Между собой фланцы соединяют на болтах, при этом во
избежание отвертывания гайки приваривают к стержню болта.
К недостаткам фланцево-болтовых стыков следует отнести за-
метную упругую их податливость от воздействия изгибающих мо-
ментов, большой расход стали и сложность изготовления. В частно-
сти, в ряде случаев трудно обеспечить точность изготовления тор-
32
Рис. 1.11. Наконечники полых цилинд-
рических свай
конструкции при строительстве
цовых поверхностей фланцев,
особенно в условиях полигонов.
Как показала практика, целе-
сообразно изготавливать флан-
цы централизованно в завод-
ских условиях, где имеется воз-
можность обеспечить заданную
точность (в том числе за счет
токарной обработки торцовых
поверхностей). В этом случае
будет обеспечено и надлежа-
щее качество фланцев и стои-
мость их будет невысока.
Анализ накопленного опы-
та применения стыков различной
фундаментов из оболочек показал, что наилучшими типами стыков
являются: для предварительной укрупнительной сборки на строи-
тельной площадке стык на сварке обечаек и выпусков арматуры
с последующим омоноличиванием; для наращивания оболочек в
процессе погружения — фланцевый на болтах.
Для облегчения погружения оболочек в грунт, а также для пре-
дотвращения их разрушения при встрече с препятствиями или же
при бурении скальных пород и устройстве уширений взрывчатыми
веществами нижние концы оболочек рекомендуется снабжать нако-
нечниками.
Для оболочек диаметром 0,4—0,6 м применяют наконечники за-
крытой конструкции: без окантовки листовой сталью (рис.
1.11, а) —в обычных грунтах; с окантовкой сталью (рис. 1.11,6) —
в галечных грунтах и при опирании на скальные породы; с цент-
ральным отверстием (рис. 1.11, в) —в случаях применения подмы-
ва. Стальной наконечник высотой 1,2—1,5 м из листовой стали
толщиной 10—12 мм (рис. 1.11, г) применяют при устройстве ка-
муфлетных уширений взрывчатыми веществами. При этом для пре-
дотвращения разрыва оболочек наконечник в верхней части уси-
ливают специально приваренными бандажами (одним или двумя)
из полосовой стали толщиной 14—16 мм.
В оболочках диаметром 1,2 м и более применяют, как правило,
наконечники (ножи) открытой конструкции (рис. 1.12). При по-
гружении таких оболочек в слабые и средней плотности грунты, а
также толстостенных оболочек, опираемых на поверхность слабых
скальных пород, рекомендуется применять ножи, показанные на
рис. 1.12, а.
Оболочки, погружаемые в плотные и средней плотности грунты,
включая и гравийно-галечные отложения, целесообразно снабжать
ножами, показанными на рис. 1.12, 6.
С целью предохранения нижней части оболочек от разрушения
при бурении станком ударно-канатного действия скважин в скаль-
ной породе (для заделки низа несущих столбов) следует приме-
нять стальные ножи высотой 1,0—1,5 м (рис. 1.12, в).
2—2940
33
Рис. 1.12. Наконечникп-ножи оболочек
При погружении оболочек с утолщенной стенкой в плотные и .
средней плотности грунты целесообразно применять наконечники
клинового профиля (рис. 1.12, г).
При необходимости разбуривания станком ударно-канатного
действия валунов, встречающихся в процессе заглубления оболо-
чек в конгломераты и галечно-валунные отложения, рекомендуется
применять нож в виде патрубка высотой 2—3 м из листовой стали
толщиной 10—12 мм, усиленного ребрами жесткости с внутренней
стороны и окантованного полосой из листа толщиной 14—16 мм с I
наружной стороны. Наконечники, как правило, приваривают не- )
посредственно к продольной арматуре нижних секций оболочек.
Однако при необходимости их можно изготовлять отдельно и кре-
пить (болтами или сваркой) к закладным частям секций обо-
лочек.
Изготовление оболочек секциями небольшой длины значитель-
но упрощает последующее транспортирование и погружение их в
грунт при условии оформления стыковых соединений с допусками,
предусмотренными действующими нормативными документами.
Однако доброкачественному стыкованию не уделяется необходимое
внимание. Проектировщики иногда назначают тип соединения без {
учета возможностей изготовления стыковых элементов с требуе-
мыми допусками. В результате перекосов фланцев, значительных
неровностей торцовых колец, а также отклонений в размещении
отверстий для болтов приходится терять много времени на допол-
нительное рассверливание отверстий, а также изготовление и уста-
новку выравнивающих клиновых прокладок.
Поэтому необходимо принять за правило, что конструкцию сты-
ка секций оболочек следует прежде всего назначать исходя из
практических возможностей изготовления с отклонениями от проект-
ных размеров в пределах нормируемых допусков. При наличии
обоснованных сомнений в качестве изготовления стыковых элемен-
тов следует применять более простую конструкцию соединения, а
при невозможности изменения типа стыка разработать дополни-
34
Таблица 1.5
Наружный диаметр, см Внутренний диаметр, см Толщина стенок, см Наружный диаметр, см Внутренний диаметр, см Толщина стенок, см
60,96 40,64 10,16 106,68 81,28 12,70
38,10 11,43 76,20 15,24
35,56 12,70 121,92 101,60 10,16
76,2 55,88 10,16 99,06 11,43
53,34 11,43 96,52 12,70
50,80 12,70 91,44 15,24
91,44 71,12 10,16 137,16 116,84 10,16
68,58 11,43 114,30 11,43
66,04 12,70 111,76 12,70
106,68 86,36 10,16 106,68 15,24
83,82 11,43
тельно технологические мероприятия, обеспечивающие изготовле-
ние принятых к осуществлению элементов стыков с требуемой точ-
ностью.
Описанные типы соединений! секций оболочек не могут охватить
большого разнообразия возможных решений. Здесь рассмотрены
только стыки, которые применяются в настоящее время отече-
ственными мостостроительными организациями. Из других возмож-
ных решений наиболее перспективны стыки с применением эпок-
сидных клеев.
Предварительные исследования показывают, что такие соеди-
нения могут оказаться в ряде случаев значительно эффективнее
применяемых стыков.
Наконечники и ножи, как правило, не делают для оболочек, ус-
танавливаемых в предварительно пробуренные скважины. В ос-
тальных случаях тип наконечника выбирают в зависимости от фи-
зико-механических свойств грунтов, проходимых нижним концом
оболочек, а также от способа погружения. Попытки отказа от при-
менения наконечников с целью экономии металла приводили к
повреждению оболочек, в результате чего получились значительные
убытки и непроизводительная затрата времени на замену повреж-
денных оболочек.
Из зарубежного опыта последних лет наибольший интерес пред-
ставляет практика применения сборных железобетонных оболочек
в США. Железобетонные сваи-оболочки общей длиной до 80 м,
как правило, из предварительно напряженного железобетона с на-
тяжением арматуры на бетон или на специальные упоры изготов-
ляют централизованно на крупных полигонах. В частности, амери-
канская фирма «Раймонд» изготавливает сваи из железобетонных
секций, соединяемых пучками высокопрочной проволоки. Секции
изготовляют на центрифуге.
Характеристика оболочек фирмы «Раймонд» приводится в
табл. 1.5.
Арматура каждой секции состоит из спирали и небольшого ко-
личества продольных стержней диаметром 6 мм, образующих кар-
2
35
кас, который обеспечивает прочность секций при транспортиро-
вании.
Для предварительно напряженной арматуры в стенках секций
делают продольные отверстия. С этой целью при изготовлении сек-
ций внутри каркаса закладывают резиновые трубки. Число отвер-
стий устанавливается проектом. Количество пучков арматуры за-
висит от размера, назначения сваи и колеблется от 8 до 16 шт.
Пучки обычно состоят из 12 проволок.
Бетон для изготовления секций применяют плотный, высокого
качества, водонепроницаемый прочностью от 350 до 700 кгс/см2.
В построенных фундаментах мостов применены оболочки, за-
полненные бетоном, при общей длине до 80 м. Для фундаментов
моста через оз. Маракайбо (Венесуэла) использованы оболочки
диаметром 1,35 м и длиной до 57,5 м, заглубленные в грунт на 36 м
с предельной нагрузкой 2000 тс при расчетной до 750 тс. Оболочки
диаметром 1,35 м и длиной от 60 до 70 м под нагрузку до 600 тс
применены для фундаментов моста у Абиджана (Берег Слоновой
Кости). В фундаментах моста через р. Неву использованы оболоч-
ки диаметром 2 м длиной 32 м с уширенной пятой диаметром 3,5 м
под расчетную нагрузку 1670 тс. Для фундаментов моста через
р. Обь применены оболочки диаметром 1,6 м длиной до 38 м,. опи-
рающиеся на скальную породу. Нагрузка на оболочку— 1600—
1800 тс.
Фундаменты из железобетонных свай и оболочек сооружают,
как правило, в местах наличия поверхностных и грунтовых вод,
которые в ряде случаев могут быть агрессивными по отношению к
бетону. Агрессивность воды является следствием повышенного со-
держания солей хлоридов, сульфатов, бикарбонатов натрия, каль-
ция и магния. Признаки и нормы агрессивности воды или среды
определяют, пользуясь указаниями СНиП 11-28-73 «Защита строи-
тельных конструкций от коррозии». Степень агрессивности грунто-
вых и поверхностных вод различна и не всегда опасна для обычных
бетонов. Постоянной сульфатной агрессивностью обладает мор-
ская вода. Она представляет опасность для бетона на обычном
портландцементе. Для конструкций, применяемых в такой среде,
бетон приготовляют с использованием сульфатостойкого портланд-
цемента.
Установлено, что разрушение бетона в агрессивной среде уско-
ряется, если растягивающие напряжения в бетоне превышают 0,3
предела прочности на растяжение. Поэтому при использовании
предварительно напряженных свай, особенно полых, следует обес-
печить такое натяжение арматуры, при котором не могли бы обра-
зоваться микротрещины от растяжения бетона в поперечном на-
правлении свай.
Разрушение свай наблюдается в более резкой степени в пес-
ках, поскольку в них облегчено движение агрессивных грунтовых
вод, а следовательно, выщелачивание из бетона цемента.
Агрессивные химические вещества могут проникать в грунт из
отходов промышленных предприятий с водой, профильтрованной
36
через штабеля угля или шлаковые отвалы, попадать в грунтовую
воду вследствие растворения сульфатов натрия и магнид, содер-
жащихся в грунте, и при вымывании органических кислот из гнию-
щих растительных остатков или, наконец, в результате утечки воды
из канализации.
Сульфатные соли содержатся в незначительном количестве во
многих глинах и грунтовых водах. При этом вероятность повреж-
дения, бетона свай может быть как небольшая, так и очень высо-
кая. Заранее изготовленные сваи на портландцементе хорошо про-
тивостоят низкой и умеренной концентрации сульфата кальция
(гипса).
Чтобы предотвратить разрушающее воздействие агрессивной
среды на погруженные сваи, их готовят с применением сульфато-
стойкого цемента. Если этого оказывается недостаточно, сваи про-
питывают в горячем петролатуме.
Достаточно эффективной мерой защиты является покрытие свай
эпоксидной смолой.
Для бетонируемых в агрессивной среде свай необходимо поль-
зоваться сульфатостойкими цементами. Если же в грунте содер-
жатся сульфаты магния и натрия, буровые сваи применять не ре-
комендуется.
Неблагоприятное воздействие оказывает избыточная при затво-
рении бетонной смеси вода, которая, замерзая в бетоне, приводит
к появлению трещин в. защитном слое. Проникающая сквозь тре-
щины вода в условиях свободного доступа кислорода вызывает
коррозию арматуры. А так как объем ржавчины в 12 раз больше
первоначального объема стали, то от ее воздействия разрушается
защитный слой бетона, увеличивая площадь арматуры, подвержен-
ной коррозии. В высокопористом бетоне признаки разрушения за-
щитного слоя в зоне периодического увлажнения свай появляются
через 10—15 лет. При плотном бетоне таких признаков не наблю-
дается спустя 30—40 лет и более.
Введение в бетонную смесь воздухововлекающих добавок спо-
собствует повышению морозостойкости бетона.
Мероприятия по защите железобетонных и бетонных элементов
фундаментов от воздействия агрессивной среды проектируют, ру-
ководствуясь указаниями СНиП 11-28-73 «Защита строительных
конструкций от коррозии», а также «Рекомендациями по приме-
нению полимерных покрытий для защиты от коррозии железобе-
тонных конструкций в транспортном строительстве», изданными
ЦНИИСом Минтрансстроя в 1970 г.
Винтовые сваи являются специфической разновидностью свай,
принудительно погружаемых в грунт. В отличие от обычных свай,
которые заглубляют в грунт поступательным перемещением, вин-
товые сваи погружают способом завинчивания. Характерной осо-
бенностью таких свай, отличающейся от всех других типов с уши-
ренной пятой, является использование винтовой лопасти для по-
гружения свай в период постройки фундамента, а в условиях его
эксплуатации — для передачи на грунт расчетных нагрузок.
37
Рис. 1.13. Винтовые сваи:
а — стальная; б — железобетонная;
1 — упоры для передачи крутящего мо-
мента; 2 — стальной ствол; 3 — стыковые
накладки; 4 — винтовая лопасть; 5—нако-
нечник; 6 — башмак; 7 — выпуски армату-
ры; 8 — железобетонный ствол; 9 — отрезок
стальной трубы; 10 — чугунная (или свар-
ная) часть башмака; 11 — цементный рас-
твор; 12 — бетон
Винтовые сваи применяют, как правило, в местах залегания
значительной толщи слабых (сильносжимаемых) грунтов (10—
15 м и более), подстилаемых пластом плотных (малосжимаемых)
грунтов без твердых включений в виде валунов, заиленных деревь-
ев и т. п.
В отличие от свай, погружаемых забивкой или вибрированием,
заглубление винтовых свай производится без сотрясения и выемки
грунта, что позволяет использовать их при необходимости устрой-
ства фундаментов вблизи существующих сооружений.
Наличие значительной по размерам мощной лопасти обеспечи-
вает возможность использования винтовых свай для передачи на
грунт больших нагрузок сжатия и растяжения.
С применением винтовых свай построены мосты, эстакады, гид-
ротехнические сооружения. В настоящее время в нашей стране
винтовые сваи используют для фундаментов и анкеров строящих-
ся линий электропередач.
Применяют стальные, железобетонные и комбинированные сваи.
Независимо от вида материала сваи (рис. 1.13) состоят из ствола
и башмака с винтовой лопастью. Стволы изготовляют из стальных
труб или железобетонных оболочек диаметром до 1,2 м, заполняе-
мых бетонной смесью после погружения в грунт. Диаметр лопа-
сти— до 3 м. В построенных фундаментах применяли башмаки чу-
гунные, стальные и железобетонные. Наиболее распространены
стальные башмаки со сварными сплошными или полыми лопастями.
Лопасти сплошного сечения диаметром до 1,5 м состоят из не-
скольких ступенчато наваренных листов разных размеров. При
диаметре более 1,5 м применяли полые лопасти треугольного сече-
ния, состоящего из двух листов, объединенных диафрагмами, по-
лости между которыми заполняли бетоном.
Конструкцию башмака применяют в зависимости от вида
грунтов несущего пласта. Для слабых грунтов применяют лопасти
диаметром, в 3—4 раза превышающим диаметр ствола, и шагом
0,15—0,2 диаметра лопасти. Для плотных и средней плотности
грунтов шаг винта назначают равным 0,2—0,4 диаметра лопасти,
38
а диаметр лопасти в 2—3 раза больше диаметра ствола, стремясь
к тому, чтобы несущая способность сваи по материалу примерно
соответствовала несущей способности по грунту.
Чем меньше шаг винтовой лопасти, тем лучше и плавнее за-
глубляется свая, особенно в плотные грунты. Однако для свай,
погружаемых в галечные отложения, шаг лопасти увеличивают,
чтобы отдельные небольшие валуны могли пройти между витками
лопасти. Но увеличение шага лопасти связано с повышением со-
противления завинчиванию сваи, а следовательно, и мощности по-
гружающего оборудования.
Толщину лопасти в корне (на контакте с цилиндрической
частью башмака) принимают 0,4—0,5 ее шага.
Лопасть начинается ножевой частью, которая на протяжении
0,25 витка увеличивается до полного диаметра; полная длина ло-
пасти составляет 1,25—1,5 витка. Применение излишне длинных
лопастей большого диаметра, например более 1,5—2 витков, неце-
лесообразно, поскольку увеличивается сопротивление завинчива-
нию без повышения несущей способности по грунту. Более длин-
ные лопасти применяют, если их диаметр не превышает удвоен-
ного диаметра ствола.
Башмак, как правило, имеет наконечник-острие. При необхо-
димости заглубления лопасти в плотные грунты применяют откры-
тые башмаки без наконечника.
Для облегчения завинчивания свай иногда применяют подмыв
грунта через трубки, проходящие сквозь башмак.
В период с 1952 по 1958 г. с применением винтовых свай по-
строили несколько мостов и других сооружений.
Для фундаментов моста через Днестр использовали сваи со стальным ство-
лом диаметром 1,02 м, стенкой толщиной 12 м и диаметром лопасти 2,2 м. Длина
свай — до 36 м. 10 свай из 15 в фундаменте имеют наклон 4: 1, остальные вер-
тикальные. При статической нагрузке на сваю 1085 тс осадка равнялась 33,4 мм,
при остаточной после разгрузки—14 мм. Расчетная нагрузка 420 тс. Погружен-
ные сваи заполнили бетоном марки 250.
Опоры элеваторного пирса на море построены с применением свай со ство-
лом диаметром 1,02 м и лопастью 2,2 м. Длина свай — до 39,6 м. Нагрузка на
сваю 570 тс. Лопасти заглубили в пески иа 30—31 м от дна. Сваи заполнены
бетоном.
Для фундаментов одного из построенных мостов применили сваи, состоящие
из полой железобетонной оболочки диаметром 1,16 м и стальной сварной лопасти
диаметром 2,5 м. Под пролетные строения длиной 42 м фундаменты промежуточ-
ных опор сделаны из двух свай, устоев — из трех.
Вследствие того что железобетон плохо воспринимает скручи-
вающие усилия, сваи с железобетонным стволом завинчивают с
использованием наружного инвентарного ключа, изготовленного
из стальной трубы, который, изолируя ствол от соприкасания с
грунтом, исключает возможность скручивания сваи.
Во Франции железобетонные винтовые сваи со сплошным же-
лезобетонным стволом диаметром 0,3 м и винтовой лопастью диа-
метром 0,48 м, состоящей из 5—6 витков, используют для фунда-
ментов зданий и сооружений на суходолах. Длина свай— 10—12 м.
Нагрузка на сваи до 50 тс.
39
Кроме заранее изготовленных, во Франции применяют винто-
вые сваи такого же размера, но бетонируемые в грунте. Для этого
в грунт завинчивают полый с винтовой лопастью и открытым кон-
цом цилиндр. Удаляют грунт. Внутрь цилиндра устанавливают
гильзу с арматурным каркасом. По мере вывинчивания цилиндра
совместно с гильзой укладывают литую бетонную смесь,, которая
формует в грунте сваю с винтовой поверхностью.
§ 1.3. Сван и столбы, сооружаемые в грунте
Сваи и столбы этого типа применяют в случаях, когда исполь-
зование погружаемых свай или оболочек по тем или иным причи-
нам затруднительно или экономически нецелесообразно. Харак-
терным для свай и столбов этого типа является предварительное
устройство в грунте скважин с последующим заполнением их бе-
тонной смесью или же установкой в них заранее изготовленных
элементов, как правило, без принудительного допогружения.
В зависимости от геологических и гидрологических условий
скважины разрабатывают насухо или подводным способом, прини-
мая меры против возможности обрушения грунтов. К таким мерам
относятся заполнение разрабатываемых скважин водой, глинистым
раствором или применение обсадных труб. Наиболее простой ме-
рой, предотвращающей обрушение водонасыщенных несвязных
грунтов, является заливка воды в скважину до уровня на 3,5—5 м,
превышающего отметку грунтовой воды или акватории. Если по
каким-либо причинам это не может быть осуществлено, применяют
взамен воды глинистый раствор, уровень которого постоянно под-
держивают на отметке (или несколько выше) акватории или
уровня грунтовых вод. Такой раствор предотвращает обрушение
как водонасыщенных, так и влажных несвязных грунтов. Интен-
сивность его фильтрации сквозь поры несвязного грунта значитель-
но ниже, чем у воды.
Более сложным, но в то же время и самым надежным способом
предотвращения обрушения грунтов является использование инвен-
тарных или оставляемых в грунте обсадных труб. В зависимости
от физико-механических свойств грунтов, характера напластования,
диаметра и длины обсадных труб их погружают с закрытым или
открытым нижним концом. С закрытым концом погружают трубы
диаметром до 0,8 м в грунты, не имеющие включений валунов,
скальных прослоек и других твердых предметов. В остальных слу-
чаях трубы заглубляют с открытым концом, периодически удаляя
из них грунт.
В процессе принудительного погружения труб с закрытым кон-
цом плотность грунтов вокруг них по -сравнению с природной уве-
личивается и сохраняется повышенной после укладки бетонной
смеси и извлечения труб. Поскольку грунты уплотняют так же, как
и при забивке свай, то элементы, бетонируемые с применением об-
садной трубы, заглубляемой с закрытым нижним концом, относят-
ся к типу свай, сооружаемых в грунте. К сваям также относятся
40
элементы, бетонируемые в скважинах диаметром до 0,8 м, в кото-
рых смесь укладывают беспрерывно, заполняя всю скважину в те-
чение времени, не превышающего срока начала схватывания це-
мента. В этих случаях под воздействием давления большого столба
несхватившейся бетонной смеси устраняется разуплотнение,, насту-
пившее в результате удаления грунта из скважины и восстанав-
ливается естественная плотность грунтов, а в ряде случаев и не-
сколько увеличивается по сравнению с естественной. Характерной
особенностью свай некоторых типов является также принудитель-
ное уплотнение бетонной смеси, укладываемой в извлекаемую ин-
вентарную трубу.
К столбам, сооружаемым в грунте, относятся элементы, зара-
нее изготовленные и затем устанавливаемые в скважины или бе-
тонируемые на месте в скважинах, при устройстве которых плот-
ность грунтов на контакте с боковой поверхностью и торцом эле-
ментов снижается по сравнению с естественной или сохраняется
равной ей.
Если применяют сваи и столбы без уширенной пяты в нескаль-
ных грунтах, то лимитирующим фактором является прочность грун-
тов, а не бетона. При опирании элементов на скальную породу
или устройстве в их основании уширенной пяты приходится учи-
тывать величину нагрузки, которую безопасно может выдержать
ствол сваи или столба по условию прочности бетона.
По японским нормам допускаемое напряжение от постоянных
нагрузок на бетон элементов, сооружаемых без обсадных труб, не
должно превышать 0,2 прочности бетона на сжатие в возрасте 28
дней (т. е. марки бетона), а для элементов, сооружаемых с при-
менением труб — 0,25 от марки бетона.
По французским нормам допускаемые напряжения на бетон
ствола свай и столбов в зависимости от способов укладки прини-
маются равными 30—50 кгс/см2; при подводном бетонировании
контейнером с открывающимся днищем — 30 кгс/см2 и 50 кгс/см2
для укладки смеси по методу ВПТ.
В построенных в нашей стране сооружениях напряжения в бе-
тоне ствола свай и столбов в нескальных грунтах составляет 53—
62 кгс/см2.
Учитывая, что нагружение фундаментов мостов производится
спустя несколько месяцев после их постройки, можно принимать
расчетные сопротивления равными 0,25—0,30 от марки бетона свай
и столбов, которую принимают в пределах 200—300.
Вследствие специфических особенностей технологии сооружения
свай и столбов в грунте они обладают некоторыми преимущества-
ми по сравнению с принудительно погружаемыми сваями и оболоч-
ками. К наиболее существенным преимуществам относятся: воз-
можность изготовлять нестыкованные сваи-столбы большой длины;
армирование свай и свай-столбов производится только на действие
эксплуатационных нагрузок; отпадает необходимость в площад-
ках и оборудовании для изготовления и складирования свай; ис-
ключается перевозка свай и связанная с этим опасность их по-
41
вреждения в этот период; возможность производства работ по
сооружению фундаментов (с применением залавливаемых инвен-
тарных обсадных труб) вблизи существующих зданий и соору-
жений, для сохранности которых не допустимы сотрясения
грунта.
Наряду с преимуществами сваи и столбы имеют ряд недостат-
ков, из которых наиболее существенны следующие: сваи можно
нагружать через 28 дней после их изготовления, т. е. после приоб-
ретения бетоном расчетной прочности; отсутствие контроля за
качеством уложенного бетона и свай в целом; возможность появле-
ния не поддающихся контролю дефектов в виде разрывов сплош-
ности ствола свай при подъеме обсадных труб; образование мест-
ных сужений ствола и каверн; значительные затраты труда на про-
изводство земляных работ по устройству скважин; необходимость
дополнительных затрат по осуществлению мер против обрушения
грунта с боковой поверхности устраиваемых скважин; при низких
отрицательных температурах воздуха существенно осложняется
производство работ по сооружению свай; в водонасыщенных не-
связных грунтах необходимо принимать меры против возможного
повреждения свежеуложенной бетонной смеси свай фильтрующи-
мися грунтовыми водами.
Несмотря на отмеченные недостатки, сооружаемые в грунте
сваи целесообразно применять в следующих случаях: в фундамен-
тах опор мостов и несущих колонн каркасных зданий, передающих
на грунт большие сосредоточенные давления; при необходимости
передачи на фундаменты значительных горизонтальных нагрузок;
при наличии твердых включений в грунтах, исключающих возмож-
ность забивки свай или вибропогружения оболочек; рядом с су-
ществующими зданиями и сооружениями, где имеется опасность
их повреждения вследствие сотрясения грунта в процессе принуди-
тельного заглубления свай и оболочек; в местах, где поверхность
несущего пласта имеет значительную разницу в отметках; при не-
обходимости заделки низа столбов в скальные породы.
Сваи и столбы, бетонируемые в необсаженных скважинах, при-
меняют для фундаментов зданий и сооружений разного назначения.
Вертикальные сваи диаметром 0,4; 0,5; 0,6 и 0,8 м с уширениями
диаметром 1,2; 1,4 и 1,6 м применяют на Украине в сухих и водо-
насыщенных грунтах. Длина свай — 5—16 м. Нагрузка на сваю
60—300 тс.
В сухих и маловлажных связных грунтах скважины бурят без
обсадных труб. Для бетонирования используют литую смесь с
осадкой конуса 14—16 см (марка бетона — не ниже 200). В неус-
тойчивых и водонасыщенных грунтах скважины разрабатывают
при наличии в них глинистого раствора. Бетонную смесь укладыва-
ют подводным способом.
Трестами «Укргидроспецфундаментстрой» и «Укрбурвод» на
территории Украины построены фундаменты из буровых свай для
более сотни зданий и сооружений, в том числе крупных заводских
цехов, корпусов ТЭЦ, стадионов. Кроме того, сваи диаметром 0,5—
42
Рис. 1.14. Железобетонный столб с уширенной пятой
1,0 м с мощными арматурными каркасами использованы при за-
креплении нескольких десятков оползневых склонов.
Для фундаментов цехов Камского автозавода по предложению
киевского отделения Гидропроекта забетонировали насухо в мало-
влажных грунтах несколько десятков тысяч свай диаметром 0,6 м
с уширением 1,6 м и диаметром 1 и 1,2 м без уширения. Глубина
заложения свай 13—16 м.
В результате проведенных статических испытаний на сваи диа-
метром 0,6 м с уширением 1,6 и длиной 12—14 м приняли расчетные
нагрузки 150 тс; на сваи-столбы диаметром 1 и 1,2 м без уширений
при длине до 18 м — соответственно 250 и 350 тс.
Скважины заполняли насухо бетонной смесью с осадкой кону-
са 19—21 см.
В нашей стране из столбов диаметром от 0,9 до 1,7 м с ушире-
нием от 2,5 до 3,5 м построены фундаменты ряда крупных мостов,
в том числе четыре моста через Иртыш, а также Днепр, Волхов,
Чулым, Норильскую, Обь. Столбы заглублены в грунт от 20 до 40 м
вертикально и с наклоном до 4 : 1.
На столбы диаметром ствола 0,9 м и уширением 2,5 м приняты
нагрузки 250—400 тс, а диаметром ствола 1,3—1,7 м и диаметром
уширения 3,0—3,5 м — 500—1000 тс. Столбы бетонировали подвод-
ным способом, используя бетонную смесь с осадкой конуса 14—
18 см.
Если бетонные работы выполняют в соответствии с указаниями
действующих нормативных документов, то качество бетона полу-
чается хорошим. В период проведения опытных работ откопали
столб с уширением (рис. 1.14), забетонированный в скважине, за-
полненной глинистым раствором. При визуальном освидетельство-
43
вании, а также путем отбора и испытания образцов подтверждено
достаточно хорошее качество бетона.
В случаях отсутствия у заказчика уверенности в доброкачествен-
ном выполнении работ по >сооружению столбов (в условиях отсут-
ствия контроля уложенного подводным способом бетона) за рубе-
жом, например в Нидерландах, применяют футляры из полимерной
пленки, надеваемые на арматурный каркас с целью предотвра-
тить возможность случайного обрушения грунта с боковой поверх-
ности скважины (заполненной водой или глинистым раствором) и
образования каверн в бетоне ствола сваи. Известны предложения
об использовании для футляров вместо пленки сетки из тонкой про-
волоки с ячейками до 1X1 см или гофрированной тонкой жести.
При строительстве фундаментов из буровых столбов в качестве
футляров иногда используют стальные трубы или железобетонные
оболочки.
Чтобы столбы могли воспринять изгибающий момент, их ар-
мируют, опуская перед бетонированием в скважину каркас, со-
стоящий из продольных периодического профиля стержней, объе-
диненных спиралью из проволоки. В зависимости от величины рас-
тягивающих напряжений в бетоне столбы армируют стержнями
диаметром 20—38 мм, размещаемыми равномерно по периметру
столба, и спиралью из проволоки диаметром 8—10 мм. Защитный
слой бетона вследствие имеющихся неровностей на боковой поверх-
ности скважин принимают не менее 10 см.
Арматуру размещают на участке от верха столба до отметки,
находящейся на 2 м ниже уровня, где по расчету в бетоне отсут-
ствуют растягивающие напряжения. Столбы с плитой фундамента
сопрягают выпусками стержней продольной арматуры на длине не
менее 20 диаметров стержня.
В местах, подверженных истиранию перемещающимися донны-
ми отложениями, столбы защищают железобетонными или сталь-
ными оболочками, низ которых располагают на 1—2 м вглубь от
уровня размыва, возможного в период эксплуатации моста.
В Англии для фундаментов используют столбы с уширенной
пятой или без нее. Такие столбы применяют при выполнении насухо
работ по бурению в грунте скважин и заполнению их бетонной
смесью. Если работы производят в скважинах, заполненных водой
или глинистым раствором, то применяют, как правило, столбы без
уширенной пяты. Отказ от устройства пяты фирмы мотивируют
отсутствием надежных методов контроля качества работ.
Для фундаментов зданий и сооружений применяют столбы диа-
метром от 0,5 до 2,1 м с пятой диаметром от 1,8 до 5,5 м. Столбы
диаметром до 1,2 м заглубляют в грунт до 30 м, а большего диамет-
ра— до 40 м.
В сваях используют бетон марки 300 кгс/см2 при допускаемых
напряжениях на осевое сжатие до 60 кгс/см2. Столбы армируют
каркасами из продольных стержней диаметром 18—26 мм и спи-
ралью из проволоки диаметром 6 мм. Защитный слой бетона —
5—7 см.
44
Допускаемую нагрузку определяют по вычисленной предель-
ной, принимая коэффициент запаса от 1,5 до 3.
В местах наличия водонасыщенных грунтов, прикрывающих
несущий пласт глин, скважины бурят насухо с применением инвен-
тарных обсадных труб, предотвращающих обрушение неустойчи-
вых грунтов и натекание воды в скважины. Трубы заглубляют в
грунт подвесным молотом, извлекают краном грузоподъемностью
30—10 т. Иногда для этой цели некоторые фирмы применяют виб-
ропогружатель, подвешиваемый к стреле крана.
После окончания бурения скважины с уширенной полостью в
нее на специальной люльке, подвешенной к стреле крана, опускает-
ся производитель работ для контроля размеров полости и каче-
ства очистки от разбуренного грунта. Для бетонирования исполь-
зуют литую смесь, которую укладывают путем свободного ее
сброса с лотка бетоновозов независимо от глубины и диаметра
скважины.
По утверждениям английских инженеров свободный сброс сме-
сей в сухие скважины не оказывает существенного влияния на
уменьшение прочности бетона. Бетонолитные трубы используют
только для укладки смеси в скважины, заполненные водой или
глинистым раствором.
В США применяют сооружаемые без обсадных труб столбы
диаметром от 0,5 до 2 м и длиной до 45 м, а также диаметром до
4,5 м и длиной до 60 м.
Сваи и столбы, бетонируемые в обсаженных скважинах, приме-
няют в случаях устройства фундаментов в непосредственной бли-
зости от существующих зданий и сооружений, при прорезке толщи
слабых оплывающих грунтов, при необходимости принудительно-
го уплотнения укладываемой бетонной смеси, а также когда не-
возможно или нецелесообразно применять воду или глинистый рас-
твор для предотвращения обрушения грунтов с боковой поверх-
ности разрабатываемых скважин.
Погружаемые в грунт обсадные трубы с закрытым наконечни-
ком, бетонной или грунтовой пробкой применяют с целью уплотне-
ния грунта вокруг свай, бетонируемых на месте. К таким относят
сваи Франки, частотрамбованные, Симплекс, Стерн и другие, ко-
торые при диаметре 0,3—0,6 м и длине до 15 м в зависимости от
грунтовых условий применяют под нагрузки 50—150 тс.
Открытые снизу инвентарные трубы используют для столбов,
сооружаемых оборудованием фирм «Беното», «Като», «Баде» и др.
Грунт из труб удаляют грейфером.
Затем по мере укладки бетонной смеси трубы извлекают из грун-
та. Диаметры столбов 0,8—2,5 м при длине до 100 м. Нагрузки
на столб 100—2000 тс.
С применением инвентарных обсадных труб большой длины
построены столбы фундаментов моста длиной 1,4 км через р. Деру-
энт (Австралия). В месте перехода под толщей ила залегает ба-
зальт с одного берега, а с другого — глины и пески. Глубина во-
ды — до 30 м.
45
Столбы диаметром 1,37 м имеют длину 60—82 м. В каждом из
фундаментов — от 8 до 24 столбов, объединенных в верхней части
. железобетонной плитой.
Сооружали столбы, используя обсадные трубы, которые заглуб-
ляли с помощью оборудования вращательно-колебательного дей-
ствия. Грунт удаляли грейфером. Затем в трубу устанавливали ар-
. матурный каркас и засыпали камнем. Бетонировали по методу
восходящего раствора. Обсадную трубу извлекали по мере бето-
нирования. Обсадные трубы наращивали девятью секциями элект-
. росваркой в период их заглубления.
При строительстве подводного тоннеля в Амстердаме были ис-
пользованы столбы диаметром 1,08 м и длиной до 95 м под рас-
четную нагрузку 650 тс.
Учитывая, что определяющим фактором в строительстве свай
и столбов, бетонируемых в грунте, является производство работ и
применяемое технологическое оборудование, они освещены подроб-
но в гл. 12.
§ 1.4 Комбинированные сваи
Сваи комбинированной конструкции состоят из стальных или же-
лезобетонных элементов в верхней части и стальных, железобетон-
ных или деревянных элементов в нижней части. Такие конструкции
применяют преимущественно в местах, где несущий пласт грунта,
прикрытый толщей слабых грунтов, залегает на глубине 20 м и
более. Кроме того, сваи из одиночных или пакетных деревянных
элементов в нижней части и железобетонных в верхней целесооб-
разно использовать для устройства эстакадных опор в местах на-
личия агрессивной по отношению к бетону среде. Такие конструк-
ции, несмотря на наличие стыков, получаются экономичнее желе-
зобетонных свай, особенно при большой глубине погружения в
грунт.
Соединяемые в одну конструкцию элементы из разных или оди-
наковых материалов, но разного поперечного сечения, представ-
ляют обычные сваи, которые изготовляют и заглубляют в грунт
соответствующими методами.
Наиболее сложной частью комбинированных свай является стык
верхнего и нижнего элемента. Если такие сваи готовят до погруже-
ния в грунт, то стык конструируют равнопрочным сечению более
слабого элемента. В случаях когда наращиваемые в грунте в пе-
риод погружения сваи будут воспринимать только сжимающие
нагрузки, применяют стыки, способные воспринять эти нагрузки.
Независимо от способа погружения и наращивания комбинирован-
ных свай, стыки их делают равнопрочными сечению соединяемых
элементов, если сваи одновременно воспринимают нагрузки изгиба
и сжатия.
Для предварительно изготовляемых или наращиваемых при по-
гружении свай применяют любые рациональные конструкции рав-
нопрочных стыков, в том числе стальные, железобетонные и дере-
вянные.
46
Если сваи наращивают в толще грунта, то ориентируются на
сопряжение трубчатых стальных или железобетонных элементов с
элементами сплошного сечения. В таких случаях вначале в грунт
погружают до проектной отметки полые элементы. Из них удаляют
грунт, а затем сквозь их полость заглубляют элементы сплошного
сечения. Стыкование производят путем омоноличивания бетонной
смесью, укладываемой в полый элемент. Таким же образом стыку-
ют гсрхнюю часть сваи, бетонируемую на месте (по мере извле-
чения инвентарной обсадной трубы) с предварительно погружен-
ной нижней частью.
В фундаментах зданий и сооружений чаще применяли сваи, со-
ставленные из деревянных и железобетонных элементов сплошного
сечения. В результате использования таких свай экономится це-
мент и арматура. Однако устройство стыков для предварительно
изготовляемых свай всегда связано с необходимостью существен-
ных дополнительных затрат труда и времени. Поэтому такие сваи
не получили широкого распространения в фундаментостроении.
Более целесообразны комбинированные сваи из трубчатых элемен-
тов, сопрягаемые методом омоноличивания в грунте с элементами
сплошного сечения.
Для фундаментов мостов в нашей стране комбинированные
сваи применяли крайне редко (только в качестве вынужденных ре-
шений). В США комбинированные сваи, состоящие из деревянных
или стальных элементов в нижней части и железобетонных в верх-
ней части, применяют чаще. Длина свай — от 18 до 36 м, а иногда
и до 55 м. Расчетная нагрузка на сваю — 27—72 тс, иногда до
135 тс.
Глава 2
КОНСТРУКЦИИ ФУНДАМЕНТОВ
§ 2.1 Типы фундаментов
В отечественной и зарубежной практике строительства мостов
отработано и применяется значительное количество разнообразных
конструкций свайных фундаментов и методов их постройки. Не-
смотря на это разнообразие, свайные фундаменты можно класси-
фицировать по двум основным признакам: 1) по расположению
плиты фундамента, объединяющей верхнюю часть свай, относи-
тельно поверхности грунта; 2) по типу применяемых несущих эле-
ментов.
По расположению плиты относительно поверхности грунта фун-
даменты подразделяют на фундаменты с плитой, заглубленной в
грунт, и фундаменты с плитой, возвышающейся над грунтом. По
типу применяемых несущих элементов фундаменты можно разде-
лить на фундаменты из свай, из свай-оболочек и свай-столбов
(см. гл. 1).
47
Фундамент с плитой, заглубленной в грунт, часто называют
низким ростверком, а с плитой, возвышающейся над грунтом,—
высоким ростверком. Однако в таких терминах имеется некоторая
неточность, поскольку под понятием ростверка всегда подразуме-
валась подушка (которую раньше сооружали из лесоматериала,
затем из бетона, а в настоящее время из железобетона), предна-
значенная для равномерной передачи давления от надфундамент-
ной конструкции на сваи (см. рис. 13.1). Исходя из этого следовало
бы применять названия: фундамент с заглубленным в грунт рост-
верком и фундамент с ростверком, расположенным над грунтом.
Учитывая, что в нормативных документах и технической литерату-
ре отсутствует четкое определение понятия «ростверк» и термин
употребляют как для обозначения всего свайного фундамента, так
и одной плиты фундамента, в дальнейшем изложении взамен тер-
мина «ростверк» принято понятие «плита».
В фундаментах мостов с плитой, расположенной над грунтом,
можно дополнительно выделить конструкции, в которых плита
фундамента одновременно является и подферменной, непосред-
ственно воспринимающей нагрузку от пролетных строений. При
этом возможны плиты в виде массива, подошва которого располо-
жена ниже поверхности воды или грунта, и плита в виде насадки
(ригеля), низ которой находится над поверхностью воды или
грунта. Такие конструкции фундаментов иногда называют «свай-
ными опорами», «фундаментами-опорами», «безростверковыми
фундаментами» или «бесплитными фундаментами».
Если классифицировать конструкции с точки зрения условий ра-
боты и постройки фундаментов, то приемлемым следует считать
термин «бесплитные фундаменты», поскольку несущие элементы не
имеют объединяющей плиты, обычно расположенной ниже поверх-
ности грунта или акватории. С точки зрения условий постройки
всей опоры, в которой те же несущие элементы одновременно яв-
ляются фундаментом (в пределах участка, заглубленного в грунт)
и надфундаментной частью опоры (в пределах участка, возвышаю-
щегося над грунтом или над водой), более приемлемым необходи-
мо считать понятие «свайная опора», подразумевая под этим опору,
состоящую из свай, свай-оболочек или свай-столбов, объединен-
ных в верхней части подферменной плитой. Поскольку такие опоры
чаще всего применяли и применяют для мостов эстакадного типа,
то сами опоры называют «опорами эстакадного типа» или «эста-
кадными опорами».
Кроме рассмотренных, в отдельных случаях применяют комби-
нированные фундаменты,, состоящие из опускного колодца, кессона
или понтона в верхней и свай в нижней части, которые непосред-
ственно передают действующие (расчетные) нагрузки на грунт.
Поскольку мосты сооружают через водотоки иногда весьма глу-
бокие, то наиболее сложными по конструкции и особенно по мето-
дам постройки являются фундаменты промежуточных опор, по-
этому большое внимание в работе уделено рассмотрению вопросов
конструирования и строительства именно таких фундаментов.
48
§ 2.2 Фундаменты с плитой, расположенной в грунте
Отличительной особенностью фундаментов этого типа является
расположение подошвы плиты, ниже дневной поверхности грунта
или поверхности возможного размыва дна русла в период эксплуа-
тации сооружения. Такие фундаменты применяют на реках с тяже-
лым ледовым режимом (например, в местах возможных заторов
льда), а также на поймах рек и в пределах мелких водотоков, ког-
да обрез фундамента надо заглубить ниже дневной поверхности
грунта ил'и самого низкого уровня воды.
Кроме перечисленных случаев, такие фундаменты применяют
при необходимости заглубления свай ниже зоны истирающего воз-
действия наносных отложений в местах, где в течение нескольких
недель в году, а иногда и месяцев могут перемещаться песчаные или
гравийно-галечные грунты. В этих случаях бывает проще дополни-
тельно заглубить в грунт плиту, чем осуществлять какие-либо ме-
ры по защите свай от неблагоприятного воздействия наносов.
В подавляющем большинстве случаев для фундаментов с за-
глубленной в грунт плитой применяют сваи сплошного сечения и
полые, реже оболочки и столбы. Плиту таких фундаментов соору-
жают в ограждаемых котлованах, как правило, бетонируя на
месте.
Основным недостатком расположения плиты фундамента в грун-
те является необходимость дополнительных затрат труда и време-
ни на устройство и разборку более мощного ограждения котло-
ванов, воспринимающего давление не только воды, но и грунта,
а также на разработку и удаление грунта из котлованов.
Ниже рассмотрено несколько характерных примеров построенных фундамен-
тов с плитой, расположенной в грунте.
Фундамент каждой русловой опоры железнодорожного моста построен из
24 стальных трубчатых свай диаметром 47,6 см и длиной 25 м (рис. 2.1). Отвер-
стие моста перекрыто стальными пролетными строениями длиной 33,6 м. В месте
перехода залегает толща илов (16 м), под которой расположен 7-метровый слой
песков, прикрывающих коренные глины. Глубина воды—до 4,5 м.
Все сваи забиты с наклоном 4 : 1 в разные стороны. Максимальная нагрузка
на сваю — 102,8 тс.
Сваи с закрытым нижним концом забили молотом, а затем заполнили бетон-
ной смесью.
Плиту фундамента сооружали в котловане, огражденном земляной перемыч-
кой в двойном деревянном шпунте.
Необходимость применения наклонных свай в рассматриваемом случае пред-
определена тем, что расположенный на значительную глубину ниже подошвы
фундамента ил не может существенно сопротивляться перемещению фундамента
из вертикальных свай при действии на опору горизонтальных нагрузок от тормо-
жения, давления льда или ветра. Только погрузив в наклонном положении сваи,
можно было обеспечить требуемую жесткость фундамента, прорезающего боль-
шую толщу слабых грунтов.
В период строительства моста через р. Волгу кессонный фундамент одной из
опор перепроектировали на свайный. Взамен кессонного фундамента площадью
230 м3, который должен быть заглублен в грунт на 33 м, применили фундамент
из стальных трубчатых свай диаметром 48 см, длиной 34—36 м и стенкой толщи-
ной 13 мм (рис. 2.2). Первоначально запроектировали фундамент из 148 свай.
После уточнения несущей способности по результатам статических испытаний
49
Рис. 2.1. Фундамент опоры железно-
дорожного моста
Рис. 2.2. Фундамент опоры совмещен-
ного моста
свай их количество в фундаменте со-
кратили до 71 шт. Максимальная на-
грузка на сваю — 207 тс.
В месте сооружения опоры зале-
гает толща мелких песков (16 м),
подстилаемых пластом мягкопластпч-
ных глин (8,5 м), под которыми на-
ходится прослойка песка (2,5 м), а
еще ниже — коренные глины тугопла-
стнчной и полутвердой консистенции.
До опирания на эти глины забили
почти все сваи.
В результате такой замены зна-
чительно сократили сроки строитель-
ства фундамента, снизили на 2800 м3
расход бетона, уменьшили стоимость
работ, исключили работы по кессонп-
рованию 8 тыс. м3 грунта.
Из-за малой глубины воды (око-
ло 2 м) плиту фундаментов одного
совмещенного моста пришлось заглу-
бить в грунт. В месте перехода зале-
гает толща илов (от текучей до туго-
пластичной консистенции) 25—30 м с
включением линз песков. Под илами
залегают гравийные грунты.
Каждый фундамент построен из
17—23 железобетонных оболочек диа-
метром 1,6 м и длиной 33 м, погру-
женных с наклоном до 7:1 сквозь
толщу илов и заглубленных на 2—3 м
в гравийные грунты.
В связи с повышенной агрессив-
ностью воды применены предвари-
тельно напряженные оболочки центри-
фугированного изготовления из бето-
на марки 400, приготовленного на
сульфатостойком цементе. Оболочки
покрыты битумной гидроизоляцией.
Кроме того, уложенную в оболочки
бетонную смесь готовили с использо-
ванием сульфатостойкого цемента.
§ 2.3 Фундаменты с плитой,
расположенной над грунтом
Для фундаментов этого ти-
па характерным является рас-
положение подошвы плиты
выше дна водотока или поверх-
ности грунта на суходолах. Та-
кие фундаменты имеют суще-
ственные преимущества перед
фундаментами с заглубленной \
плитой. К этим преимуществам
относятся следующие:
при равной несущей спо-
собности и жесткости на со-
50
оружение фундаментов с плитой над грунтом затрачивается мень-
ше материалов и труда; отпадает необходимость в устройстве кот-
лованов в грунте и связанных с этим земляных работах; взамен
шпунтовых ограждений котлованов могут быть использованы менее
дорогие и менее дефицитные перемычки разных конструкций; вместо
монолитных, бетонируемых на месте плит могут применяться плиты
из сборного железобетона; с большей экономической эффективно-
стью используются оболочки и столбы; применением наклонно рас-
положенных элементов можно создать фундаменты по жесткости и
несущей способности равные фундаментам с заглубленной в грунт
плитой; уменьшается величина местных размывов дна русла.
Фундаменты с незаглубленной в грунт плитой наиболее многооб-
разны, что объясняется, в первую очередь, особенностями конструк-
ций и технологии сооружения применяемых плит. В практике
мостостроения, кроме монолитных, применяют сборные и сборно-
монолитные плиты,. Если для сооружения монолитных плит ниже
уровня воды всегда требуется применять специальное ограждение
котлованов, то при постройке сборных и сборно-монолитных плит
часто используют пространственную железобетонную конструкцию,
которая, обеспечивая фиксирование в проектном положении погру-
жаемых элементов, одновременно является ограждением котлова-
на, в котором производят работы по доброкачественному сооруже-
нию плиты.
В пределах водотока глубиной более 3 м фундаменты с плитой,
заглубленной в толщу прочных грунтов, экономически нецелесооб-
разны по сравнению с конструкциями, в которых плита возвыша-
ется над грунтом. Этим обстоятельством можно объяснить тот
факт, что подавляющее количество русловых опор больших мостов
в нашей стране и за рубежом часто строили и продолжают стро-
ить на фундаментах из свай, оболочек и столбов с высоко располо-
женной плитой.
Однако по условиям обеспечения необходимой жесткости таких
конструкций на действие горизонтальных нагрузок в ряде случаев
приходится увеличивать размеры поперечного сечения вертикаль-
ных свай или располагать их наклонно. Если сваи при этом не
могут обеспечить требуемую жесткость опор, применяют обо-
лочки или столбы, которые также располагают вертикально или
наклонно в зависимости от характера и величин расчетных на-
грузок.
Вертикально расположенные оболочки часто применяют из-за
отсутствия оборудования, необходимого для заглубления их в на-
клонном положении.
Так, например, для фундаментов опор главных пролетов длиной по 235 м
моста через озеро Маракайбо (Венесуэла) применили вертикальные железобетон-
ные оболочки, которые опускали в скважины, предварительно пробуренные
оборудованием фирмы «Бадэ» и «Зальцгиттер», которое не приспособлено для
бурения наклонных скважин. Мост длиной 8679 м и шириной 17,4 м построен
полностью из сборного предварительно напряженного железобетона. Отверстие
моста перекрыто пролетными строениями 36,6; 46,6; 85 и 235 м. В месте перехода
дно озера сложено толщей песчано-илистых отложений мощностью 18 м, под
51
Рис. 2.3. Фундамент опоры моста через оз. Маракайбо
которой залегают пески разной плотности с включениями линз ила и глины тол-
щиной до 10 м, прослоек песчаника и конгломератов. Глубина воды в озере —
до 21 м.
Фундаменты из забивных свай сечением 50x50 см построены для опор под
пролетные строения длиной 36,6 м. Оболочки диаметром 91,4 и 135 см использо-
ваны в фундаментах опор под пролеты 46,6 и 75 м. Каждый из фундаментов опор
для пяти судоходных пролетов по 235 м состоит из 62 вертикальных оболочек
диаметром 135 см, длиной до 57,5 м и стенкой толщиной 17,5 см (рис. 2.3). Рас-
четная нагрузка на оболочку — 580—750 тс.
Оболочки диаметром 91,4 см и длиной до 60 м погружали специально изго-
товленным молотом одиночного действия с ударной частью массой 20 т.
Поскольку оболочки диаметром 135 см опускали в скважины диаметром
150 см, то образовавшийся просвет заполняли цементным раствором, который
подавали по трубкам по мере извлечения инвентарной обсадной трубы.
Чтобы устранить разуплотнение грунта вблизи забоя скважины, нагнетали
цементный раствор под нижний конец оболочек, которые предварительно запол-
нили бетонной смесью.
Верх погруженных и заполненных бетоном оболочек объединяли мощной
сборно-монолитной плитой, на которой возводили пространственную конструкцию
надфундаментной части опоры.
Следует отметить, что одна из опор больших пролетов, после сдачи моста в
эксплуатацию, была повреждена в результате навала нефтеналивной баржи при
сильном ветре. Если бы фундаменты имели, кроме вертикальных, наклонно рас-
положенные оболочки, аварии могло бы не быть.
В отличие от фундаментов моста через оз. Маракайбо фундаменты моста в
Абиджане (Берег Слоновой Кости) запроектированы с применением не только
вертикальных, но и наклонных оболочек.
Мост — двухъярусный совмещенный под городское и двухпутное железно-
дорожное движение, имеет восемь пролетов длиной по 42 м в свету.
В месте перехода на глубине 28 м от поверхности воды залегает ил слоем
толщиной 20 м и более, подстилаемый пластичными глинами и ниже — песком с
включением гравия.
Фундамент каждой опоры (рис. 2.4) состоит из восьми оболочек диаметром
1,35 м и длиной до 70 м с утолщением в нижней части до 1,6 м. Нагрузка на
оболочку — 600 тс. В крайних рядах оболочки погружены с наклоном 6:1. Верх-
ние концы оболочек объединены железобетонным полым ящиком (7,5X17,5X6 м).
Ящик в период транспортирования по воде и установки в проектное в плане
положение обладал собственной плавучестью. \
Вследствие агрессивности воды по отношению к бетону ящик со стенками
толщиной 20 см готовили из бетона на сульфатостойком цементе, применили
предварительно напряженную арматуру, а наружную поверхность ящика покрыли
битумом.
52
Использование для каждого фунда-
мента заранее изготовленного железобе-
тонного ящика в качестве плиты позво-
лило отказаться от направляющих уст-
ройств для фиксирования в проектном
положении погружаемых оболочек, ис-
ключить работы по устройству и разбор-
ке ограждения котлована, обеспечить
доброкачественную заделку верхней ча-
сти оболочек. Кроме того, применение та-
кого ящика способствовало доброкаче-
ственному выполнению работ по защите
бетона плиты от неблагоприятного воз-
действия солоноватой воды.
Каждый изготовленный на берего-
вом стапеле ящик опускали на воду, бук-
сировали к месту сооружения фунда-
мента и закрепляли к плашкоуту из
«стальных понтонов, на котором размеща-
лось технологическое оборудование, не-
обходимое для погружения оболочек.
Сквозь направляющие ячейки в ящи-
ке опускали поочередно инвентарную
стальную трубу диаметром 1,52 м, кото-
рую заглубляли в грунт станком Беното.
В полость погруженной до проектной от-
метки трубы опускали секции железо-
бетонной оболочки длиной по 6 м и стен-
кой толщиной 10 см. Нижняя секция обо-
лочки имела дно для обеспечения ее пла-
вучести при погружении в скважину.
Секции взаимно соединяли напрягае-
мой арматурой, расположенной с их
внутренней стороны. В качестве продоль-
ной арматуры использовали 28 стержней
из высокопрочной стали, стыкуемых че-
рез каждые 6 м специальными муфтами.
Арматуру напрягали посекционно с упо-
ром в последний верхний фланец и осво-
бождением предшествующих упоров о
расположенные ниже фланцы. В резуль-
тате создавали непрерывные напряжен-
ные стержни, закрепленные только к ни-
зу и верху оболочки.
Две нижние секции в пределах зоны
залегания песка снабжены расширяющи-
мися мешками из поливиниловой пленки
толщиной /15 мм, закрепленными хомута-
ми к наружной поверхности оболочки.
По окончании заполнения оболочки
бетонной смесью извлекали обсадную
трубу, затем в мешки нагнетали раствор,
увеличивая диаметр ствола до 1,6 м.
Отказ от забивки оболочек и необ-
ходимость погружения их в предвари-
тельно пробуренные скважины на этом
мосту обусловлены наличием пластмас-
сового мешка и битумного покрытия,
которые были бы повреждены в случае
принудительного заглубления оболочек
в грунт.
Рис. 2.4. Фундамент опоры моста в
Абиджане
Рис. 2.5. Фундамент опоры моста че-
рез р. Неву
53
К этому следует добавить, что в месте погружения оболочек встречались
крупные обломки скальных пород, а также отдельные заиленные деревья, которые
преодолевались оборудованием Беното.
Опыт строительства этого моста показал, что отсутствие специальных на-
правляющих устройств для погружения оболочек, ограждения котлованов, арма-
турных и бетонных работ по сооружению плиты способствовали сокращению
трудовых затрат и сроков строительства фундаментов.
Успешное завершение работ подтвердило высокую экономическую эффектив-
ность фундаментов из сборных предварительно напряженных железобетонных
оболочек н сборной предварительно напряженной плиты.
Если применение конструкций из сборного железобетона обес-
печивает существенное сокращение затрат труда и сроков работ
на месте строительства мостов, то использование в нескальных
грунтах свай, оболочек или столбов с пятой, диаметр которой пре-
вышает в 2—3 раза диаметр ствола элемента, способствует значи-
тельному уменьшению расхода материалов на фундаменты и сни-
жению их стоимости.
Обычно уширение в нижней части несущих элементов устраи-
вают станками вращательного бурения или способом камуфлети-
рования. Реже используют другие методы, например гидравличе-
ское прессование. В строительстве фундаментов мостов чаще ис-
пользуют буровые станки.
Для устройства уширений в основании оболочек фундаментов моста через
р. Неву использовали буровой станок ЦНИИСа. Два раздельных фундамента
каждой из двух промежуточных опор под неразрезные пролетные строения
(рис. 2.5) имеют по 16 вертикальных оболочек диаметром 2 м и стенкой тол-
щиной 12 см, заглубленных через напластования пылеватых супесей, мелко-
зернистых песков, суглинков с включением большого количества валунов до-
кембрийских глин, в которых сделаны уширенные пяты диаметром 3,5 м. Обо-
лочки погружены на 32 м ниже уровня воды в реке. Расчетная нагрузка на обо-
лочку 1670 тс.
Первоначальным проектом предусматривалось под каждой полуопорой заглу-
бить на 45 м 1Г оболочек без уширений. Применение уширенных пят способство-
вало сокращению расхода бетона и снижению стоимости работ (табл. 2.1).
Оболочки из бетона марки 400 изготовляли методом центрифу-
гирования на заводе отдельными секциями длиной по 6 м с флан-
цами по концам.
Заглубляли оболочки в грунт вибропогружателем ВП-170. Для их фиксиро-
вания в проектном положении применяли стальной каркас, который одновременно-
являлся распорным креплением для водонепроницаемого дерево-мета плического
Т а б л и ц а 2.1 у
Наименование работ Объемы работ для фундамента из оболочек
без уширенной пяты с уширенной пятой
Изготовление железобетонных оболочек, м3 1300 700
Погружение оболочек в грунт, м 1400 670
Заполнение » бетоном, м3 3500 2200
Относительная стоимость, % 100 58
54
щитового ограждения котлована. Карка-
сы с щитовым ограждением монтирова-
ли на берегу и устанавливали в проект-
' ное положение плавучим краном.
Значительные осложнения возникли
при погружении оболочек сквозь зону
включения валунов. Попытка использо-
вать реактивно-турбинный агрегат для.
разбуривания валунов закончилась без-
успешно. Наиболее эффективным, хотя и
весьма медленным оказалось примене-
ние размыва грунта вокруг валунов ни-
же оболочки и последующее удаление их
«одноканатным грейфером.
После заглубления всех оболочек и
устройства в их основании буровым стан-
ком ЦНИИС уширенных пят укладыва-
ли подводным способом бетонную смесь.
Затем сооружали плиту фундамента.
Уширения в основании оболочек
можно устраивать без буровых станков,
применяя метод камуфлетпрования.
Фундаменты нескольких опор город-
ского моста через р. Южный Буг по-
строены из оболочек диаметром 116 см
со стенкой толщиной 10 см, в основании
Рис. 2.6. Фундамент опоры моста че-
рез р. Южный Буг
которых сделаны камуфлетные ушире-
ния диаметром 1,8 м.
Отверстие моста перекрыто железобетонными пролетными строениями длиной
по 65 м. В месте перехода дно сложено на глубину 10—12 м илистыми отложе-
ниями, под которыми находится слой суглинков толщиной 6 м и песка — 4 м,
и ниже залегают карбонатные глины.
Каждый фундамент (рис. 2.6) построен из 14 оболочек, из которых 12 погру-
жены с наклоном 4:1 и две вертикально. Расчетная нагрузка на оболочку —
около 500 тс.
Оболочки изготовляли методом центрифугирования отдельными секциями
длиной по 6 м, которые затем стыковали (на длину 24—30 м) на береговом
стенде путем сварки выпусков стержней продольной арматуры с последующим
омонолпчпванием стыков бетоном.
Заглубляли оболочки вибропогружателем ВП-3, извлекая из них грунт эрлиф-
том. Для устройства камуфлетных уширений использовали заряды ВВ мас-
сой 13 кг.
Несмотря на то, что метод устройства камуфлетных уширений
известен более 30 лет, он не получил широкого распространения.
В нашей стране построено около 30 мостов с фундаментами из ка-
муфлетных свай диаметром до 0,8 м и оболочек диаметром до
1,2 м.
После 1965 г. метод камуфлетирования почти не применяют по-
тому, что налажен выпуск современных дизельных молотов, обес-
печивающих возможность забивки свай под расчетные нагрузки до
200—250 тс, т. е. нагрузки, которые ранее допускали на камуфлет-
ные сваи по условию прочности материала ствола свай, а также
потому, что выпускаются буровые станки вращательного действия,
которыми можно устраивать уширения диаметром до 2,5 м в осно-
вании оболочек диаметром до 1,2 м и 3,5 м в основании оболочек
1,6 м. Таким образом мостостроительные организации имеют обо-
рудование, применение которого в состоянии компенсировать до-
55
Рис. 2.7. Фундаменты опор моста через р. Миссури под пролетные строения
длиной:
а — от 7,7 до 42,5 м; б — от 37,2 до 53,7 м
стоинства камуфлетного метода устройства уширений без его не-
достатков.
Подавляющее большинство мостов сооружают на нескальнык
грунтах, 5—10% мостов возводится на скальных породах с фунда-
ментами мелкого заложения или с фундаментами из свай, оболо-
чек и столбов.
Если невыветрившиеся прочные скальные породы прикрыты не-
размываемой толщей наносных отложений, то низ несущих элемен-
тов, как правило, опирают на породы без заделки в них. В осталь-
ных случаях нижнюю часть оболочек и столбов заделывают в
скальные породы. Высокая несущая способность скального основа^
ния позволяет проектировать высокоэкономичные конструкции фун-
даментов из небольшого количества несущих элементов с предель-
ной степенью использования прочностных свойств материалов, а
следовательно, их минимальным расходом.
Чтобы выбрать оптимальную конструкцию фундаментов моста длиной 1727 м
через водохранилище на р. Миссури (США), провели сравнение вариантов фун-
даментов, в том числе с применением водопроницаемых перемычек, опускных
колодцев, стальных и железобетонных оболочек, заполняемых бетоном. Наиболее-
экономичным признали фундамент из полых сборных предварительно напряжен-
ных оболочек диаметром 1,22 м и стенкой толщиной 10,2 см, погруженных через
толщу иловатого песка и опирающихся нижним концом на поверхность меловой
породы с допускаемым давлением 55 кгс/см2.
Большая высота моста и значительные горизонтальные нагрузки от давления
льда на опоры обусловили применение оболочек, расположенных с наклоном 10:1.
В зависимости от величины пролета в фундаменте каждой опоры предусмотрено'
от 8 до 12 оболочек длиной от 7,8 до 53,7 м с несущей способностью около 350 тс
56
(рис. 2.7). Нижний конец оболочек закрыт наконечником длиной 91,5 см с кони-
ческим заострением под углом 45°.
Оболочки забивали молотом с применением подмыва. Каждую забитую обо-
лочку заполняли бетонной смесью на участке, расположенном выше дна водоема,
а ниже — песком. Если оказывалось, что прочность бетона отдельных оболочек
была ниже предусмотренной проектом 492 кгс/см2, их полость заполняли сплошь
бетонной смесью.
Всего для фундаментов моста заглубили в грунт 10 930 м оболочек.
Характерной особенностью фундаментов этого моста является применение
только одних наклонных оболочек, которые закрытым наконечником опираются
на скальные породы без заделки в них.
Вследствие отсутствия работ по извлечению грунта из оболочек, а также по
заделке их низа в скальные породы были существенно сокращены затраты труда
и сроки строительства фундаментов.
Применение закрытого конусного наконечника у наклонных оболочек диа-
метром 1,22 м не вызывало сомнений в доброкачественном опирании на поверх-
ность скальной породы, поскольку от ударного воздействия молота наконечник
углублялся в верхний слабый слой породы, обеспечивая возможность передачи
нагрузки на основание без эксцентриситета.
Если приходится опирать открытые внизу оболочки на прочные
породы или любые породы с неровной их поверхностью, то вслед-
ствие неплотного прилегания к породе ножа вдоль его периметра
возможны значительные односторонние неподдающиеся расчету
перегрузки оболочек и как следствие этого их разрушение. Поэто-
му низ столбов, сооружаемых с использованием оболочек, как пра-
вило, заделывают в скальные породы путем бурения скважин,
установки в них арматурного каркаса и последующего заполнения
бетонной смесью скважин и расположенных над ними оболочек.
Для бурения скважин с целью заделки низа как вертикальных, так и наклон-
ных столбов применяют станки вращательного действия. Давно известными
станками ударно-канатного действия бурят только вертикальные скважины.
Такие станки использованы при сооружении фундаментов многих мостов, в том
числе моста через р. Обь. Фундаменты этого моста построены из железобетонных
оболочек диаметром 1,6 м, погруженных через толщу песчаных отложений мощ-
ностью 6—10 м с гравелистыми прослойками до поверхности окварцованных пес-
чаников и глинистых сланцев прочностью около 1800 кгс/см2.
Каждый фундамент (рис. 2.8) состоит из 18 столбов, низ которых в зависи-
мости от степени выветрелости породы заглублен в нее на 1,3—3,0 м. Расчетная
нагрузка на столб — 580 тс. Скважины для заделки низа столбов этого моста
начали бурить ударно-канатным станком УКС-30 с долотами клепаной конструк-
ции. Вследствие высокой прочности пород клепаные долота оказались непригод-
ными п работы продолжали специально созданными литыми долотами.
Опыт строительства фундаментов этого моста показал, что ударно-канатное
бурение скважин большого диаметра в высокопрочных породах является очень
медленным процессом и может применяться, если отсутствуют более эффективные
станки вращательного действия.
В отечественной и зарубежной практике ударно-канатные стан-
ки успешно используют для бурения скважин диаметром до 1,5 м
в слабых и средней прочности породах. Для бурения скважин диа-
метром более 1,5 м в разных породах ориентируются на применение
станков вращательного действия. Такие станки успешно применяли
при строительстве фундаментов многих мостов за рубежом, в том
числе через бухту Гаунабара в Рио-де-Жанейро (Бразилия), Кар-
кинез (США).
57
Рис. 2.8. Фундамент опоры моста че-
рез р. Обь
Рис. 2.9. Фундамент опоры моста че-
рез бухту Гуанабара
Мост длиной 13,8 км с подходами перекрывает бухту Гуанабара шириной
8,8 км пролетными строениями по 80 м. В судоходной части глубиной до 23 м
расположены пролеты 114+200+300+200+114 м.
В месте возведения опор судоходной части моста дно сложено переслаиваю-
щейся толщей песков и глин с преобладанием песков. На глубине до 56 м от
уровня воды залегает скальная порода.
Из разных обследованных вариантов для опор судоходных пролетов к осу-
ществлению приняли фундаменты, состоящие из 40 столбов диаметром 1,8 м, низ
которых заделан в скальную породу примерно на 3 м (рис. 2.9).
Вследствие возможного навала проходящих судов на опоры в период экс-
плуатации моста в конструкции фундаментов предусмотрели специальные защит-
ные ограждения из стального шпунта (рис. 2.10). В расчетах таких ограждений
приближенно приняли, что они воспринимают около 50% кинетической энергии
судна, а остальная часть поглощается вследствие деформации корпуса судна и '
других причин.
Надобность в таких ограждениях возникла в связи с тем, что фундаменты
из вертикально расположённых ' столбов не рассчитаны на воздействие навала;
судов, а повреждение опоры Маракайбского моста нефтеналивным судном пока-
зывает, что навалы вполне реальны, поэтому неблагоприятное воздействие необ-
ходимо учитывать и принимать соответствующие меры.
Каждую опору моста через прол. Каркинез сооружали за три месяца. Сокра-
щению сроков работ способствовало применение плиты фундаментов из наплав-
ного ящика и небольшого количества столбов в конструкции фундамента.
В месте перехода под отложениями ила, песка и гравия толщиной 16—27 me
залегает скальная порода на расстоянии до 39,6 м от поверхности воды. Глубина
воды — до 25 м.
Каждый фундамент состоит из 10 столбов диаметром 1,83 м, заделанных в
скальную породу и объединенных вверху железобетонной плитой из наплавного
ящика размерами 13,4X26,2X7,2 м. Ящик составлен из нижней плиты, наружных
стен, продольных и поперечных перегородок, разделяющих его на 18 отсеков.
В десяти отсеках укреплены стальные патрубки, верх которых располагался выше
уровня воды.
58
Рис. 2.10. Защитное ограждение опоры:
/ — надфундаментная часть опоры; 2 — фундамент; 3 — бетонное заполнение; 4 — гравийное
заполнение; 5 — шпунтовое ограждение; 6 — стальные сваи
Изготовленный на береговом стапеле железобетонный ящик опускали на воду,
транспортировали к месту сооружения опоры и раскрепляли в проектном в плане
положении с помощью якорей и четырех вертикально погруженных стальных
труб. Затем сквозь патрубки опускали инвентарные стальные трубы диаметром
2,03 м, погружая их в грунт на глубину, достаточную для удержания в верти-
кальном положении.
Из полости погруженных труб удаляли аллювиальные отложения, станком
вращательного действия с 12-шарошечным долотом бурили скважины сначала диа-
метром 1,98 м на глубину 0,6 м, а затем дополнительно углубляли на 1,5 м диа-
метром 1,57 м.
После осмотра водолазами каждой пробуренной скважины в нее опускали
стальную оболочку диаметром 1,83 м, заглубляли ее низ на 0,61 м в скальную
породу. Затем в скважину опускали арматурный каркас, который наполовину
длины заходил в оболочку, после чего ее и скважину заполняли бетонной
смесью.
По окончании погружения и бетонирования всех оболочек их верхние концы
замонолпчивали, заполняя бетонной смесью отсеки ящика. После этого бетони-
ровали надфундаментную часть опоры высотой около 30 м.
§ 2.4. Свайные опоры
В таких конструкциях надфундаментная часть опоры является
продолжением плиты фундамента (без устройства обреза фунда-
мента). Эти конструкции применяли крайне редко, хотя в ряде
случаев они оказываются целесообразными, особенно в случаях
использования наклонных свай или оболочек, когда их верхние кон-
цы за счет существенного сближения в плане можно разместить в
59
пределах плиты, размеры которой не превышают размеров над-
фундаментной части опоры.
Свайные опоры успешно применили при капитальном восстановлении моста
через р. Дунай (Югославия). Русловая часть моста до разрушения перекрывалась
семью пролетными строениями длиной по 162 м. В 1940—1944 гг. мост разрушали
дважды, в результате этого на дне реки в отдельных местах оказалось по два
обрушенных пролетных строения, которые частично заилились песком.
Капитальное восстановление моста заключалось в установке двух меньших
пролетных строений взамен каждого большого.
До начала сооружения дополнительных капитальных опор, дно русла в местах
их возведения очистили от обрушенных пролетных строений. В связи с тем, что
полностью удалить заиленные конструкции не удалось, приняли решение исполь-
зовать стальные сваи малого сечения с закрытым нижним концом, которые можно
легче погрузить между элементами заиленных пролетных строений.
В месте сооружения опор толща песчано-гравелистых грунтов (14—18 м>
прикрывает мергели средней прочности. Минимальная глубина воды до 15 м при
скорости течения 1,5 м/с.
Каждая из опор (рис. 2.11) построена на 80 вертикальных сваях из стальных
труб диаметром 24 см и 40 наклонных из сваренных шпунтин Ларсена длиной от
25 до 31 м. Наклон свай — 3: 1.
Сваи забивали паровоздушным молотом одиночного действия с ударной
частью массой 6 т, который навешивали на копер, установленный на плавучем
агрегате, состоящем из двух объемлющих опору барж, соединенных подвижным
мостиком.
Кроме молота одиночного действия, применяли паровоздушный молот двой-
ного действия, который подвешивали к стреле крана и до начала забивки наде-
вали с помощью специального наголовника на верхнюю часть подлежащей погру-
жению сваи.
Для фиксирования погружаемых свай в проектном положении применяли
пространственный стальной каркас, который затем использовали для закрепления
к нему сборных железобетонных элементов опоры. Забитые сваи заполняли бе-
тонной смесью.
Тело опоры сборно-монолитной конструкции ниже уровня воды сооружали с
применением предварительно изготовленных железобетонных плит толщиной 0,3
и высотой 3,2 м, которые устанавливали по периметру опоры и крепили нижним
концом за обвязку направляющего каркаса, а верхним к бетону опоры — выпус-
ками арматуры. Для устройства ледореза использовали пространственный желе-
60
зобетонной блок массой 30 т. На верху
забетонированной опоры размещали
стальную рамную надстройку.
Построенные в 1947 г. опоры успеш-
но эксплуатировались до 1967 г., когда
мост реконструировали, убрав дополни-
тельные свайные опоры и установив
новые большие пролетные строения.
Опоры моста через р. Кулу в Мага-
данской обл. построены с применением
полых железобетонных свай центрифуги-
рованного изготовления. Опора (рис. 2.12)
имеет восемь свай диаметром 0,45, за-
глубленных бурообсадным способом
сквозь галечные отложения до поверхно-
сти скальной породы. Ниже свай в по-
роде пробурены скважины на глубину
1 м. Сваи и скважины заполнены бето-
ном.
Каждая сборно-монолитная опора
построена из трех железобетонных ящи-
ков со стенками толщиной 10 см. Полость
ящиков заполнена бетоном.
Рис. 2.12. Свайная опора моста
через р. Кулу
В широко применяемых свай-
ных фундаментах высоту плиты
назначают в пределах 2—4 м.
Кроме того, для изоляции котло-
ванов от поступления воды снизу укладывают водозащитную по-
душку толщиной от 1 до 3 м. В результате образуется массивная
плита высотой 3—7 м и размерами в плане, превышающими разме-
ры надфундаментной части опоры.
Необходимость устройства плиты и ее значительные размеры в
плане обусловлены требованиями доброкачественной заделки и
размещения большого количества свай, особенно вертикальных.
Если большинство свай расположить наклонно, то можно во мно-
гих случаях плиту уменьшить до размеров надфундаментной части
опоры. Тогда отпадает необходимость в устройстве котлованов, а
заделку свай можно осуществить непосредственно в тело опоры над
рабочим уровнем воды. Для защиты свай от воздействия льда и
наносных отложений можно использовать опускной колодец-обо-
лочку со стенами толщиной 0,3—0,4 м, нож которой должен быть
заглублен до начала погружения свай ниже уровня возможного
размыва дна водотока, а верх заделан в тело опоры (см. рис. 11.11}
по типу успешно построенных опор при капитальном восстановле-
нии моста через р. Дунай.
§ 2.5. Опоры эстакадного типа
Конструкции таких опор состоят преимущественно из одного-
двух рядов вертикально или наклонно погруженных свай или обо-
лочек. Опоры применяют чаще всего для путепроводов и эстакад
на суходолах и периодически затапливаемых поймах рек. Реже
применяют на акваториях без ледохода. В США такие опоры ши-
61
Рис. 2.13. Эстакадные опоры моста:
а — автодорожного через оз. Пончартрейн; б — железнодорожного через зал. Сан-Луп
роко применяют при строительстве эстакадных мостов через озера
и водохранилища.
Благодаря однотипности конструкций, простоте производства
работ и возможности применения сборного железобетона строитель-
ство эстакад с такими опорами организуют по поточной технологии
с комплексной механизацией всех операций. Многочисленные при-
меры успешного строительства эстакадных мостов в нашей стране
и за рубежом подтверждают высокую экономическую эффектив-
ность опор такой конструкции как по стоимости, так и по затратам
труда и времени.
Применение опор эстакадного типа для первого мостового автодорожного
перехода длиной 38,2 км через оз. Пончартрейн (США) обеспечило возмож-
ность постройки моста за 19 мес, включая время, затраченное на создание поли-
гона для изготовления всех элементов из сборного предварительно напряженного
железобетона.
Глубина озера вдоль моста — 4,6—6,1 м. Дно сложено слоем ила толщиной
около 7,5 м, под которым залегают более плотные аллювиальные отложения,
подстилаемые, в свою очередь, плотной глиной с включениями песка и раку-
шечника.
В связи с близостью Мексиканского залива на озере часто возникают тума-
ны, бывают штормы и сильное волнение. Поэтому при сооружении моста требо-
валось сократить до минимума объем работ, выполняемых с воды, а также срок
строительства моста. Исходя из этих соображений приняли проект моста, мон-
тируемого полностью из предварительно изготовленных сборных железобетонных
элементов.
Каждая из 2440 опор моста состоит из двух предварительно напряженных
железобетонных оболочек диаметром 1,37 со стенкой толщиной 10 см и длиной
до 26,5 м, объединенных по верху насадкой сечением 92X107 см и длиной 9,8 м
(рис. 2.13, а). Опоры поддерживают пролетные строения размерами в плане
9,15X17,1 м и массой 180 т. Высота балок — около 1,2 м.
62
Расчетная нагрузка на оболочку —127 тс. Опытная оболочка выдержала!
пробную нагрузку 380 тс при осадке 10,4 мм и остаточной 3,3 мм.
После успешного строительства этого перехода построено несколько анало-
гичных мостов через оз. Пончартрейн, Чесапикский пролив и другие водохрани-
лища в США.
Промежуточные опоры железнодорожного моста через зал. Сан-Луи со-
стоят из двух наклонных и одной вертикальной оболочек, расположенных в один
ряд (рис. 2.13, б). Тормозные опоры составлены из четырех наклонных оболочек
по две в каждом ряду. Предварительно напряженные оболочки диаметром 1,37 м,
длиной от 20 до 36 м и стенкой толщиной 12,7 см готовили на полигоне первого-
моста через оз. Пончартрейн. Мост имеет 163 опоры из 642 оболочек.
Отверстие моста длиной 3,1 км перекрыто двухпустотными преднапряженны-
ми пролетными строениями длиной по 18 м.
В нашей стране успешно построены мосты с опорами эстакадного типа из-,
полых свай диаметром 0,6 м через пойму р. Урал, из свай сечением 35X35 см
через лиман Шабалат, а также большое количество путепроводов и эстакад не-
большой длины.
Опоры из двух оболочек оказались оптимальной конструкции по затратам:
материалов, труда п стоимости. В таких опорах около 95% сборных конструкций,
остальное составляет бетон, использованный для омоноличивания насадок с
оболочками. Если применить для таких соединений эпоксидный клей, то сбор-
ность конструкций повысится до 100%.
Обращает на себя внимание факт небольших расчетных давлений на обо-
лочку диаметром 1,37 м. В ряде случаев возможно увеличить нагрузку на по-
добные оболочки до 400—500 тс, если утолстить стенку оболочек и применить
метод их вибропогружения. С повышением нагрузки на опоры можно было бы
увеличить длину пролетных строений. Чтобы воспринять продольные усилия, до-
статочно применить более мощные опоры по типу тормозных железнодорожного
моста через зал. Сан-Луи.
§ 2.6. Комбинированные фундаменты
Такие фундаменты состоят из опускного колодца, кессона или
понтона, выполняющих роль плиты, в которую заделывают верхние
концы свай, оболочек или столбов, непосредственно передающих
нагрузку на грунт. Колодцы или кессоны омоноличивают со свая-
ми, как правило, вблизи уровня дна русла или на несколько метров
ниже. В отдельных комбинированных конструкциях сопряжение
производят значительно выше дна водоема.
Комбинированные фундаменты применяют чаще всего в пределах глубоких
водотоков при необходимости передать на основание значительные вертикальные
и горизонтальные нагрузки от больших пролетных строений, в том числе и от
висячих. Так, для опор моста через Днепр под неразрезные пролетные строения
длиной по 127 м применили фундаменты, состоящие из тонкостенного колодца-
оболочки и забивных свай.
Глубина воды у опор в межень — 12—14 м. Дно реки на глубину до 4 м
сложено уплотнившимися илами, под которыми залегает толща песков (16 м),
подстилаемая пластом коренных известняков (5 м).
В каждый фундамент русловых опор забиты до упора в известняки 92 сталь-
ные трубчатые свап диаметром 42,6 см, заполненные затем бетоном марки 300
(рис. 2.14). Расчетная нагрузка на сваю—103,5 тс при критической, полученной
в результате статических испытаний, 310 тс. Верх свай расположен на глубине
12,3 м от меженного уровня реки.
Железобетонный колодец-оболочку массой 1720 т бетонировали непосредст-
венно над местом опускания на платформе, которая была подвешена к объемлю-
щим башенным подъемникам. После выстойки забетонированной части ее опуска-
ли в воду с помощью песочниц (со скоростью до 0,5 м/ч).
Используя взвешивающее действие воды, давление колодца-оболочки на
подъемники уменьшили с 1720 до 700 тс.
63
Рис. 2.14. Фундамент опоры моста через р. Днепр
После опускания колодца в проектное положение погружали сваи длиной
35—37 м в грунт на глубину 17—20 м, используя молот одиночного действия с
ударной частью весом 6 тс, который был подвешен к полноповоротному копру
со стрелой высотой 34 м. Для облегчения погружения свай подмывали грунт
одной центрально расположенной трубой диаметром 75 мм. В смену погружали
две — четыре сваи.
По окончании забивки свай в нижней части колодца забетонировали методом
вертикально перемещаемой трубы подушку толщиной 4 м. Через 5 сут после
бетонирования откачали воду, срезали сваи, заполнили их бетоном, затем забе-
тонировали нижнюю плиту, уложили бутобетон в полость колодца и забетони-
ровали верхнюю плиту. На сооружение одной опоры в среднем затрачивали
10 мес.
Комбинированная конструкция фундаментов была вполне уместна при значи-
тельной глубине воды и наличии илов, так как использование кессонов исключа-
лось по условию глубины заложения, колодцы было трудно доброкачественно
опереть на неровную поверхность известняков, а фундаменты из оболочек в тот
период еще не применяли.
Примером комбинированной конструкции из кессона и забивных свай явля-
ются фундаменты под опоры пилонов висячего моста через прол. Малый Бельт.
Отверстие моста перекрыто центральным пролетом 600 м и двумя береговыми
по 240 м.
Первоначально предполагали заложить фундаменты непосредственно в толще
глин третичного периода. Однако по наблюдениям в течение более двадцатилет-
64
Рис. 2.15. Фундамент опоры висячего моста через
пролив Малый Бельт
него периода за поведением опор железнодорожного моста, построенного в
1935 г. недалеко от проектируемого, были отмечены деформации опор вследствие
консолидации глин: максимальная осадка — 28 см, наибольшее горизонтальное
смещение поперек оси моста — 14 см; то же, вдоль оси моста — 6 см.
Чтобы исключить возможность появления нежелательных смещений высоких
пилонов, решили применить комбинированные фундаменты.
Для каждого из двух фундаментов забили 134 вертикальные и 72 наклонные
сваи (с наклоном 5: 1) сечением 38X48 см и длиной 31,5 м (рис. 2.15). Расчетная
нагрузка на сваю 200 тс.
Сваи забили молотом со стационарных подмостей (см. рис. 9.8) с применени-
ем стального трубчатого подбабка при глубине воды в месте сооружения фунда-
ментов до 20 м.
Использованные для устройства фундаментов кессоны представляют железо-
бетонные ребристые ящики с закруглениями в носовой и кормовой частях. Раз-
меры кессонов в плане — 22x56 м, высота кессонной камеры — 2,85 м, толщина
боковых наружных стен — 1 и 2 м в пределах закругленной части.
Кессоны изготовляли в стороне и доставляли наплаву к месту их опускания.
Балластируя водой, кессоны опускали в проектное по высоте положение. Затем
под сжатым воздухом укладывали бетонную смесь в кессонную камеру для обес-
печения заделки верха свай.
Стены кессона выше потолка камеры утолщали с 0,35 м до 1—2 м, уклады-
вая бетонную смесь.
Для предотвращения размыва дно по периметру кессонов обсыпали камнем
в виде полосы шириной 15—30 м и высотой до 5 м.
Применение кессонов обеспечило возможность контролировать качество за-
делки свай в бетонную смесь, которую укладывали в его камеру.
3—2940
65
Рис. 2.16. Фундамент опоры
моста через р. Гудзон
нпя качества заделки их в стенах
Особый интерес представляют фунда-
менты моста через р. Гудзон (США), в
конструкции которых использована плаву-
честь закрытых железобетонных понтонов
в сочетании с забивными сваями.
Глубина воды в реке — 9—12 м. Дно
русла сложено 30-метровым слоем ила,
прикрывающего пласт песка, под которым
на глубине 75—80 м от поверхности воды
находится скальная порода.
В качестве фундаментов двух опор
• главного пролета использовали полые пон-
тоны размером 30X50X20 м и массой по
15 000 т (рис. 2.16). Потолок и днище пон-
тонов — толщиной 0,76 м, стены — 0,82 м.
Для возможности пропуска свай наружные
стены утолщены до 1,13 м. Внутри понтоны
разделены на 24 отсека, соединенных меж-
ду собой отверстиями.
В наружные утолщенные стены понто-
нов вбетонировали стальные гофрирован-
ные трубы, которые использовали в качест-
ве направляющих для придания проектного
положения погружаемым сваям и повыше-
понтона.
В качестве свай использованы стальные трубы диаметром 75 см. и длиной до
80 м, которые после погружения заполнили бетоном.
Изготовленные в сухом доке понтоны доставляли нЯ плаву (на расстоянии
16 км) к месту строительства моста.
После установки на место забалластированных водой понтонов сквозь отвер-
стия в их стенах погружали сваи с открытым нижним концом, удаляли грунт и
опускали в них стальные широкополые двутавровые балки, а затем укладывали
подводным способом бетонную смесь. После омоноличивания верха свай в стен-
ках понтона сооружали надфундаментную часть опоры.
Характерной особенностью конструкции рассмотренных фундаментов являет-
ся передача 80% постоянной нагрузки, воспринимаемо?! опорой, на осушенный от
воды полый понтон за счет его плавучести. 20% нагрузки воспринимают сваи.
Установленные в понтонах насосные станции на случай поступления воды
почти не использовались вследствие высокой водонепроницаемости бетона
понтонов.
Рассмотренная конструкция фундамента, несомненно, оригинальна, но ее в
дальнейшей практике мостостроения больше не применяли. Очевидно, имеется
много неопределенностей, из-за которых, несмотря на экономичность такой кон-
струкции, она не получила распространения.
Глава 3
ФУНДАМЕНТЫ В ОСОБЫХ УСЛОВИЯХ
§ 3.1. Особые грунтовые условия
К таким условиям относят случаи возведения фундаментов на
грунтах с неустойчивой структурой, которая может существенно
изменяться под воздействием внешних факторов как в период по-
стройки сооружений, так и во время их эксплуатации. Такими фак-
торами являются механические и физические воздействия. К
механическим относят воздействия на грунт статических и динами-
66
ческих нагрузок, к физическим — изменения влажности и темпера-
туры грунтов.
Следует отметить, что проектирование фундаментов в особых
условиях всегда связано с необходимостью учета многих дополни-
тельных факторов, оказывающих решающее влияние на прочность
и деформативность оснований, сложенных структурно неустойчивы-
ми грунтами, к которым относят сильносжимаемые, просадочные,
набухающие и вечномерзлые грунты.
Характерной особенностью сильносжимаемых грунтов является
их большая и неравномерная сжимаемость под воздействием внеш-
ней нагрузки. К ним относятся илы, заторфованные и насыпные
грунты, ленточные озерно-ледниковые глины. Просадочные грунты
характеризуются местными быстро протекающими вертикальными
деформациями (просадками) в результате замачивания толщи.
Этими свойствами обладают лёссовые и лёссовидные грунты. На-
бухающим глинам свойственно увеличение объема при их замачи-
вании. Мерзлые и вечномерзлые грунты при повышении их темпе-
ратуры до положительной вследствие оттаивания кристаллизаци-
онных связей льда, цементирующего минеральные частицы грунтов,
резко уменьшают несущую способность оснований.
Илы принадлежат к грунтам, образовавшимся в результате
осаждения в относительно спокойной воде мелких минеральных
частиц при одновременном протекании в водных осадках гидробио-
логических процессов. Являясь начальной стадией формирования
глинистых грунтов, илы в природном сложении обладают влажно-
стью, превышающей влажность на границе текучести связных
грунтов и коэффициентом пористости более 1,0 для супесей и су-
глинков и более 1,5 для глин.
Различают илы современные — менее уплотненные, залегающие
в большинстве случаев непосредственно на дне водоемов, и древ-
ние— более уплотненные, покрытые позднейшими отложениями.
Торфы и заторфованные грунты представляют грунты, содержа-
щие от 10 до 60% по массе растительных остатков, которые разла-
гаются под водой в условиях избытка влаги и недостатка кислоро-
да. Торфы и заторфованные грунты занимают более 20% террито-
рии СССР главным образом на севере, северо-западе, в Сибири, в
Белоруссии и ряде других районов.
Различают открытые торфы, представляющие собой сплошные
торфяные залежи и погребенные торфы, которые прикрыты или
переслаиваются наносными отложениями минеральных грунтов.
Вследствие длительного процесса уплотнения под воздействием
массы вышележащей толщи грунтов погребенные торфы по срав-
нению с открытыми имеют большую на 20—30% объемную массу
и почти в 5 раз меньшую влажность.
По мере уменьшения влажности заторфованных грунтов резко
возрастает их сжимаемость без увеличения внешней нагрузки.
Особенно наглядно это проявляется в случае понижения уровня
грунтовых вод при дренажных работах, когда наблюдается быст-
рый и неравномерный рост осадок построенных на таких грунтах
3* 67
сооружений. Так, например, построенные в Архангельске на торфах
отдельные деревянные здания с давлениями на грунт менее
0,5 кгс/см2 при дренажном осушении территории просели на 2—3 м
и одновременно перекосились на 0,3—1,3 м, что вызвало полное
разрушение зданий. Было отмечено, что наибольшая часть осадки
0,7—2 м произошла в период рытья осушительных канав. В даль-
нейшем за один-два года осадки достигли величины, равной 10—
50% толщины сжимаемого слоя торфа, и распространились, посте-
пенно уменьшаясь, на 10—20 м в стороны от дренажных капав.
Ленточные озерно-ледниковые отложения образовались в пери-
од таяния ледников в спокойных водных бассейнах, в которых
осаждались взвешенные осадки, перемещаемые талыми водами: в
период летнего таяния — более крупные песчаные и пылеватые
частицы, в зимний период в спокойной воде — глинистые частицы.
В результате этого образовались ленточные отложения с ярко вы-
раженными перемежающимися тонкими горизонтально располо-
женными песчаными и глинистыми слоями толщиной от нескольких
миллиметров до 1 см. По механическому составу ленточные отло-
жения представляют глины, суглинки и супеси, которые принято
называть ленточными глинами. Они залегают пластами мощно-
стью от нескольких десятков сантиметров до нескольких десятков
метров.
Ленточные глины распространены на территории, которая в
ледниковый период была покрыта льдом, главным образом на севе-
ро-западе и севере европейской части СССР и северо-западе Сибири.
Объемная масса глин—1,75—2,00 т/м3; консистенция в боль-
шинстве случаев пластичная, а также текучая. При нарушении
структуры (перемятии) пластичных глин они становятся текучи-
ми. Угол внутреннего трения глин—12—19°; сцепление —
0,1—0,3 кгс/см2.
Ленточные глины подвержены морозному пучению. Общая тол-
щина прослоек льда может достигать 10—20 см и более на 1 м глу-
бины промерзания.
Кроме грунтов естественного сложения, возникает необходи-
мость возводить фундаменты на насыпных и намывных грунтах.
К насыпным относят: однородные грунты, отсыпанные с послой-
ным уплотнением или намытые методом гидромеханизации; разные
грунты, получаемые при рытье котлованов или проведении горных
выработок, а также шлаки, золы, отходы обогащения полезных ис-
копаемых, строительный мусор и бытовые отбросы. Сжимаемость
насыпных грунтов может сильно различаться даже в пределах не-
большого участка.
Характерной особенностью насыпных грунтов является их по-
степенное самоуплотнение под влиянием естественного периодиче-
ского увлажнения атмосферными осадками и действия силы тяже-
сти. По давности отсыпки насыпные грунты подразделяют на сле-
жавшиеся, в которых процесс самоуплотнения закончился, и
неслежавшиеся, в которых этот процесс продолжается. Самоуплот-
нение песчаных грунтов продолжается от 2 до 5 лет; глинистых —
68
5—10 лет и более; различных отходов производства — от 2 до
15 лет.
Просадочные лёссовые грунты образовались преимущественно
из отложений пыли, переносимой ветром на соседние с пустынями
и полупустынями области с сухим климатом и соответствующей
растительностью.
Характерной особенностью лёссовых грунтов является наличие
видимых глазом мелких и крупных вертикальных пор, называемых
макропорами, поперечное сечение которых (более 0,5 мм) значи-
тельно больше размеров частиц грунта (0,05—0,002 мм). В сухом
состоянии лёссовые грунты хорошо сохраняют вертикальные отко-
сы, которые при замачивании быстро размокают и оползают.
Лёссовые грунты имеются на всех материках, но особенно мно-
го в Европе, Азии, Северной и Южной Америке. Ими заняты значи-
тельные площади в Средней Азии, на Украине, на Кавказе и в дру-
гих районах страны. В целом лёссовые грунты занимают около
15% площади территории СССР.
Эти грунты, как правило, занимая покровное положение, неред-
ко подстилаются песками, галечниками или глинами. Лёссовые
грунты залегают массивами мощностью от нескольких десятков
метров до 100 м и более. Чаще распространена мощность массива
10—25 м.
По характеру сложения лёссовые грунты разделяются на сло-
истые и неслоистые. В лёссовых толщах часто встречаются два-три
погребенных почвенных горизонта, которые разделяют толщу на
ярусы. Кроме того, в толще могут быть прослойки и линзы из су-
песей, песка, галечника и гравия. Такие включения более свойст-
венны лёссовым толщам, расположенным вблизи гор.
Лёссовые грунты представляют, как правило, суглинки, реже —
супеси и глины.
Пористость грунтов колеблется от 30 до 58%, но чаще бывает
44—53%. Непросадочные лёссовые грунты имеют пористость менее
40%. С глубиной пористость грунтов уменьшается. Объемная мас-
са, зависящая от минерального состава, структуры и содержания
воды в грунте, колеблется от 1,33 до 2,03 т/м3 для лёссовых грун-
тов природной влажности (наиболее часто 1,43—1,58 т/м3).
Природная влажность изменяется от 5—20% для лёссовых грун-
тов, залегающих в Средней Азии, Южной Украине и Восточном
Предкавказье, до 17—28%—в Сибири. С увеличением влажности
лёссовые грунты из твердых становятся пластичными и текучими.
При таком переходе их несущая способность снижается в 2—10 раз
и более. Примерно во столько же раз увеличивается осадка, кото-
рую в этом случае называют просадкой. Характерной особенностью
просадки является быстрое протекание осадки вследствие интен-
сивного ослабления внутренних связей между частицами грунта в
результате его замачивания. Величина просадки зависит как от
степени просадочности грунтов, так и от мощности просадочной тол-
щи и степени ее увлажнения. Преобладающая часть просадки
происходит непосредственно по мере продвижения фронта замачи-
69
вания. Процесс замачивания может происходить при увлажнении
толщи грунта сверху (атмосферными, техническими или хозяйст-
венными водами) или снизу (при подъеме уровня грунтовых вод).
По характеру реагирования на увлажнение различают непроса-
дочные и просадочные грунты. Непросадочные лёссовые грунты
распространены достаточно широко и часто встречаются в пони-
женных частях рельефа, в местах постоянных и периодически дей-
ствующих водотоков. Непросадочными обычно являются нижние
части лёссовых толщ.
Просадочные грунты в зависимости от возможной величины про-
садки под воздействием силы тяжести при замачивании подразде-
ляют на два типа: I — просадка отсутствует или не превышает. 5 см;
II — просадка превышает 5 см.
Просадочные свойства чаще всего проявляются в пределах
верхней части лёссовых толщ на глубину от 1—2 до 20—25 м; в
большинстве случаев — на 8—10 м. Это свойственно грунтам типа 1,
которые распространены значительно больше, чем грунты типа II.
Большая глубина просадочной-толщи (10—25 м) характерна для
грунтов типа II, которые встречаются в некоторых районах Украи-
ны, Восточного Предкавказья и Средней Азии.
Величину просадки, определяют в результате замачивания в по-
левых условиях опытных участков грунта с размерами сторон, рав-
ными толщине просадочного слоя, но не менее 20x20 м. Замачива-
ние грунта на участке продолжают до тех пор, пока в течение по-
следних двух недель величина просадки от силы тяжести грунта
не будет превышать 1 см в неделю. При толщине слоя лёссовых
грунтов менее 5 м величину просадки определяют по результатам
компрессионных испытаний.
Набухающие грунты являются глинистыми отложениями, ха-
рактерной особенностью которых является повышенная плотность
и высокое содержание (65—85%) глинистых частиц размером ме-
нее 0,005 мм. Такие грунты встречаются в Поволжье, на Северном
Кавказе, в Казахстане, Крыму. Значительные районы залегания
набухающих грунтов имеются в Индии, Ираке, Канаде, США и
других странах. В природном залегании эти грунты (глины) харак-
теризуют твердой и тугопластичной консистенцией при объемной
массе от 1,95 до 2,05 т/м3. Пористость грунтов находится в пределах
от 41 до 48% при влажности 15—18% в кровле и 25—30% в сред-
них слоях и подошве толщи.
В результате увлажнения этих глин объем увеличивается на
12—25%, а в отдельных случаях на 30—36%. Вследствие набуха-
ния объемная масса глин уменьшается до 1,77—1,87 т/м3, а пори-
стость увеличивается до 50—58%. Влажность набухшего грунта
увеличивается до 36—48% и указывает на переход глин в пластич-
ное состояние, что резко снижает их несущую способность.
Величина нормальных сил набухания в природном залегании
достигает под торцом свай 3,5—4,0 кгс/см2, а касательных — по бо-
ковой поверхности свай 0,3—0,37 кгс/см2. Разуплотняясь при набу-
хании, глины поднимают толщу вышележащих покровных грунтов,
70
которые, в свою очередь, стремятся поднять плиту фундамента или
торец свай.
Относительное набухание существенно понижается с увеличени-
ем внешнего давления в интервале нагрузок от 0 до 5 кгс/см2.
Дальнейшее увеличение давления в меньшей степени влияет на от-
носительное набухание.
Мерзлыми называют грунты, имеющие отрицательную темпера-
туру и содержащие часть воды в порах в виде льда, цементирую-
щего частицы грунта.
Вечномерзлыми называют грунты, не подвергающиеся сезон-
ному оттаиванию в течение длительного времени.
Вечномерзлые грунты (вечная мерзлота) распространены на
значительных территориях СССР, Канады, Аляски, Антарктиды и
занимают около четвертой части всей суши планеты. В СССР они
занимают около 47% территории страны, преимущественно в се-
верных и северо-восточных ее районах, где залегают сплошным
массивом на глубину до 500 м, а местами и более. Южнее этих
районов мощность толщи вечномерзлых грунтов уменьшается, в
отдельных местах появляются острова талых грунтов (талики).
Встречаются мерзлые грунты с талыми прослойками, а также в ви-
де отдельных островков или линз, окруженных талым грунтом.
На характер и глубину залегания вечномерзлых грунтов ока-
зывают существенное влияние особенности рельефа, местные усло-
вия, грунтовые и поверхностные воды, наличие растительного по-
крова и ряд других факторов. Так, на северных склонах мерзлота
сохраняется лучше, чем на южных. В подрусловой части постоянно
действующих водотоков вследствие отепляющего действия текущей
воды верхняя граница мерзлоты может располагаться на десятки
метров ниже дна русла, а в пределах русел больших рек мерзлота
отсутствует. При отсыпке насыпей на вечномерзлый грунт граница
мерзлоты повышается и при высоких и широких насыпях распола-
гается в теле насыпи.
Глубина залегания вечномерзлых грунтов на периодически дей-
ствующих водотоках во многом зависит также от мощности снеж-
ного покрова, его плотности и времени его отложения. Слой снега,
скапливающийся в пониженных местах и в местах, покрытых кус-
тарником, может достигать 1,5 м и более, что способствует значи-
тельному уменьшению слоя сезонного промерзания грунта, особен-
но в начале зимы, когда плотность снега не превышает 0,18—
0,22 г/см3.
В местах естественного залегания вечномерзлые грунты всегда
прикрыты слоем грунта, подвергающегося сезонному промерзанию
и оттаиванию. Этот слой называют сезонно-промерзающим, если он
зимой не сливается с поверхностью вечномерзлых грунтов, и сезон-
но-оттаивающим, если сливается с вечномерзлым грунтом.
Основными характеристиками температурного режима вечно-
мерзлых грунтов является температура грунта на глубине около
10 м и толщина слоя сезонного промерзания-оттаивания, которая
различна для разных районов. В заполярных районах грунт оттаи-
71
вает на глубину в среднем 0,5—1,5 м, а в тундровой зоне при нали-
чии мохорастительного покрова — на 0,2—0,3 м. В центральных
районах грунт промерзает и оттаивает в среднем на 1,5—2,5 м, в
южных — на 2—3 м, а в бесснежных районах (Забайкалье, район
Братска и др.) на 4—5 м.
Мерзлые грунты по их состоянию подразделяют на твердомерз-
лые, пластичномерзлые и сыпучемерзлые. Твердомерзлыми назы-
вают песчаные и глинистые грунты, прочно сцементированные
льдом. Такие грунты характеризуются относительно хрупким раз-
рушением и практически несжимаемы под воздействием нагрузок
от сооружений. Твердомерзлое состояние грунтов наступает при
температурах ниже —0,3° С для пылеватых песков, —0,6° С для
супесей, —ГС для суглинков и —1,5°С для глин. При более вы-
соких температурах (но ниже 0°), когда в порах грунтов сохраняет-
ся еще много незамерзшей воды, мерзлые грунты обладают вязко-
пластичными свойствами и заметно деформируются под нагрузка-
ми от сооружений. Такие грунты называют пластичномерзлыми.
Если грунты с отрицательной температурой из-за малой влажности
не сцементированы льдом, как, например, почти сухие пески и
крупнообломочные грунты, то такие грунты называют сыпучемерз-
лыми.
Основные свойства мерзлых грунтов зависят главным образом
от характера ледяных связей между минеральными частицами.
Количество и температура замерзшей воды оказывают решающее
влияние на прочность, деформируемость, теплоемкость и другие
физико-механические характеристики мерзлых грунтов.
Количество воды, превратившейся в лед, зависит от вида грун-
та и величины отрицательной температуры. В чистых песках вода
замерзает почти полностью при температуре 0°С; не замерзает
только 0,2—2% воды.
В глинистых грунтах вода замерзает, проходя несколько стадий.
Сначала при температуре от —0,2 до —0,4° С для глин пластичной
консистенции и от —0,6 до 1,2° С для глин твердой консистенции в
лед превращается только свободная вода; при дальнейшем пони-
жении температуры до —20° С, а для некоторых глин до —30° С
замерзает слабосвязная вода. Прочносвязная (на уровне молеку-
лярных связей) вода замерзает еще при более низких температу-
рах. В мерзлых глинистых грунтах всегда содержится незамерзшая
вода в количество от 5 до 40% в зависимости от температуры
грунтов.
В процессе замерзания грунтов их влажность изменяется вслед-
ствие подсоса воды замерзающими слоями. Это явление, называе-
мое миграцией влаги, приводит к переувлажнению верхних слоев
и как следствие к пучению многих грунтов. Последнее объясняется
особенностью взаимодействия с мелкими частицами грунта воды,
которая при замерзании увеличивается в объеме до 9%.
Пучению подвержены глинистые, мелкие и пылеватые песчаные
грунты, а также крупнообломочные, содержащие частицы размером
менее 0,1 мм в количестве 30% и более по массе или свыше 3%
72
частиц размером менее 0,02 мм. Увеличение объема таких водона-
сыщенных грунтов при их замерзании может достигать десятков
процентов. Вследствие этого происходит вспучивание (поднятие)
поверхности грунтов. Если свободному выпучиванию препятствуют
сваи, прорезающие сезонно промерзающий слой и заделанные в
нижележащую толщу грунтов, то на контакте промерзающего слоя
с боковой поверхностью свай возникают касательные силы мороз-
ного пучения, стремящиеся выдернуть (приподнять) сваи.
По данным отечественных и зарубежных исследований величина
касательных сил морозного пучения в зависимости от свойств грун-
тов, степени их влажности и глубины промерзания изменяется от
0,6 до 2 кгс/см2, а в отдельных случаях до 3 кгс/см2.
Меньшие значения касательных сил выпучивания соответствуют
условиям постройки фундаментов зданий и сооружений, возводи-
мых на маловлажных грунтах; более высокие — для сооружений,
возводимых в местах большего увлажнения пылеватых грун-
тов. В соответствии с этим для сооружений первой группы
в СНиП П-Б. 6-66 приняты нормативные значения касательных сил
выпучивания тп 0,6 и 0,8 кгс/см2. При расчетах фундаментов мостов
принимают тп= 1,2 кгс/см2.
§ 3.2. Фундаменты на сильносжимаемых грунтах
В местах залегания большой толщи (40—50 м и более) сильно-
сжимаемых грунтов, когда забивка сквозь нее свай до опирания
их низа на малосжимаемые грунты является практически невоз-
можной или экономически нецелесообразной, применяют фунда-
менты из сплошных или полых висячих вертикальных и наклонных
свай с поперечным сечением 0,4—0,8 м. Независимо от того, распо-
ложена плита над грунтом, или в толще сильносжимаемого грунта,
расчеты фундаментов производят по схеме расположения плиты
над грунтом.
Фундаменты на сильносжимаемых грунтах проектируют, учи-
тывая следующие особенности: в процессе забивки свай в сильно-
сжимаемые грунты почти не происходит уплотнения грунтов вокруг
свай и под их остриями; в илах и ленточных глинах с течением вре-
мени происходит засасывание погруженных свай; несущая способ-
ность свай определяется главным образом сопротивлением грунта
по их боковой поверхности; осадки нагруженных фундаментов су-
щественно увеличиваются с течением времени.
Вследствие засасывания несущая способность свай в сильно-
сжимаемых грунтах может увеличиваться в 6—10 раз по сравнению
с начальной в момент окончания погружения свай, что объясняет-
ся увеличением сил трения грунта о их боковую поверхность —
спустя 1—2 мес по окончании свайных работ.
После завершения процесса засасывания сваи в зависимости от
их относительного заглубления (отношение глубины погружения к
размеру поперечного сечения) воспринимают до 95% нагрузки за
73
счет сил трения грунтов о боковую поверхность, остальная часть
нагрузки воспринимается нижним концом свай.
Если в минеральных сильносжимаемых грунтах применяют ви-
сячие сваи, не доведя их нижний конец до более плотных грунтов,
то в торфах и заторфованных грунтах этого не делают. Объясняет-
ся это тем, что в пределах торфов не происходит засасывание свай,
а, кроме того, торфы под действием силы тяжести с течением време-
ни значительно больше уплотняются по сравнению с минеральными
грунтами, особенно в случаях осушения местности или. пригрузки
поверхности торфов. Поэтому во всех случаях применения свайных
фундаментов на торфах и заторфованных грунтах низ свай всегда
заглубляют в минеральный грунт с высокой несущей способностью
даже в тех случаях, когда для этого требуется применить сваи
большой длины. Это же условие в полной мере относится к сильно-
сжимаемым минеральным грунтам, в том числе и насыпным грун-
там. Отечественный и зарубежный опыт строительства фундамен-
тов на таких грунтах подтверждает экономическую целесообраз-
ность прорезки сваями однородной или переслаивающейся толщи
(с включением тонких прослоек плотных грунтов) сильносжимае-
мых грунтов. Если такие грунты подстилаются грунтами средней
прочности, залегающими на значительную глубину, то для умень-
шения длины свай на их нижнем конце устраивают уширения раз-
ного конструктивного оформления в зависимости от материала свай
(см. § 1.2).
При наличии в массиве грунта, прорезаемого сваями, прослоек
погребенного торфа или других грунтов с повышенной степенью
сжимаемости будет происходить их уплотнение, и как следствие
этого такие грунты и покровные слои грунтов, расположенные выше
прослоек (вследствие наличия «отрицательных» сил трения о боко-
вую поверхность сваи), будут зависать на сваях, низ которых за-
глублен в подстилающие грунты средней или высокой прочности.
Аналогичное явление будет наблюдаться также в однородной тол-
ще сильносжимаемых грунтов вследствие их естественного уплот-
нения под воздействием силы тяжести. Торфы и заторфованные
грунты уплотняются быстрее и больше; минеральные грунты —
медленнее. Для того чтобы проявились силы отрицательного тре-
ния окружающему массиву грунта достаточно сместиться на
0,5—1,0 см относительно боковой поверхности свай. Из-за этого в
расчетах несущей способности свай по грунту учитывают дополни-
тельную нагрузку от массы зависающего грунта.
Вследствие низкой сопротивляемости сильносжимаемых грунтов
боковым перемещением нагруженных свай в фундаментах мостов
применяют наклонные сваи. В грунтах, имеющих прослойки с повы-
шенной сжимаемостью, вышерасположенные зависающие слои
грунтов, кроме создания дополнительной осевой нагрузки на на-
клонные сваи, будут изгибать их; поэтому приходится учитывать
дополнительные усилия от изгиба в расчетах фундаментов, осо-
бенно при большой длине и наклоне свай малого поперечного
сечения.
74
Несущую способность висячих свай определяют по результатам
испытаний статической нагрузкой спустя некоторое время после
окончания забивки (см. § 7.5). Несущую способность свай, проре-
зающих сильносжимаемые грунты и опирающихся на более проч-
ные пласты, определяют по расчетному отказу с уточнением, при
необходимости — по результатам статических испытаний.
§ 3.3. Фундаменты на просадочных и набухающих грунтах
Характерной особенностью просадочных и набухающих грунтов
является резкое снижение их несущей способности при замачива-
нии. Применительно к условиям строительства фундаментов мостов
возможны случаи максимального и минимального замачивания
грунтов. Первый случай характерен для постоянных и периодиче-
ских водотоков, второй — для суходолов. В первом случае за мно-
гие годы грунты в достаточной степени обводнились, и поэтому
изменения гидрологического режима водотоков не будут оказывать
заметного влияния на несущую способность построенных фунда-
ментов. Во втором случае, охватывающем строительство путепро-
водов, эстакад, а иногда и малых мостов на периодических водо-
токах в районах с сухим климатом, например в Средней Азии,
не предусмотренное проектом фундаментов замачивание грунтов,
может привести к резкому уменьшению несущей способности осно-
ваний и появлению значительных деформаций сооружений.
Конструирование и расчет свайных фундаментов на непроса-
дочных лёссовых и набухающих грунтах для мостов через постоян-
ные и периодические водотоки производят по методике, принятой
для фундаментов на связных грунтах соответствующей влажности.
В зависимости от консистенции и характера напластования грун-
тов для устройства фундаментов применяют вертикальные и на-
клонные сваи, оболочки и столбы.
Проектируя фундаменты мостов, стремятся везде, где возмож-
но, прорезать толщу просадочных или набухающих грунтов и опе-
реть низ элементов на малосжимаемые грунты, несущая способ-
ность которых не уменьшается при замачивании. В зависимости от
местных условий плиту фундаментов располагают под грунтом или
в просадочном грунте.
В случае замачивания грунтовой толщи вокруг свайного фунда-
мента происходит процесс уплотнения просадочных грунтов или
разуплотнения набухающих грунтов. Вследствие перемещения за-
мачиваемой толщи относительно фундамента возникают силы тре-
ния о его боковую поверхность, которые дополнительно нагружают
фундамент в результате уплотнения грунтов или разгружают при
их разуплотнении. В расчетах несущей способности свай можно
принимать величину сил бокового трения при зависании на свае
просадочных грунтов 1 тс/м2 и 4 тс/м2 при воздействии на сваю сил
набухания грунтов.
На суходолах, в местах залегания набухающих грунтов стре-
мятся применять фундаменты с плитой, расположенной над грун-
75
том. Объясняется эАи тем, что при набухании грунтов возникают
нормальные давления до 40 тс/м2 на плиту снизу, для предотвра-
щения поднятия которой потребовалось бы дополнительно погру-
жать элементы фундамента в несущий пласт грунта на значитель-
ную глубину или же применять анкерные элементы с уширенной
пятой.
§ 3.4. Фундаменты на вечномерзлых грунтах
Специфической особенностью применения фундаментов на веч-
номерзлых грунтах в отличие от обычных грунтов является необ-
ходимость обязательного учета состояния мерзлоты как в период
строительства, так и во время эксплуатации для того, чтобы исклю-
чить возможность появления непредусмотренных проектом осадок и
перекосов фундаментов в результате оттаивания вечномерзлых
грунтов.
До создания СНиП П-Б. 6-66 в практике строительства соору-
жений различали четыре метода использования вечномерзлых
грунтов в качестве оснований: 1) без учета вечномерзлого состоя-
ния; 2) с сохранением вечномерзлого состояния в течение всего
периода эксплуатации сооружения; 3) с постепенным оттаиванием
грунтов в процессе эксплуатации сооружения; 4) с предподстроеч-
ным оттаиванием вечномерзлых грунтов.
Согласно СНиП И-Б.6-66, второй метод использования грунтов
в качестве оснований именуется принципом I использования вечно-
мерзлых грунтов; третий и четвертый методы отнесены к принципу
II использования вечномерзлых грунтов.
По техническим условиям, разработанным Инженерным корпу-
сом армии США, фундаменты зданий и сооружений на вечномерз-
лых грунтах проектируют по одному из трех способов: а) с сохра-
нением вечномерзлого состояния грунтов основания; б) с допуще-
нием оттаивания вечномерзлых грунтов основания; в) с подготовкой
оснований до начала строительства.
В зависимости от мерзлотно-грунтовых условий строительной
площадки подготовка оснований может производиться путем заме-
ны грунтов, содержащих ледяные включения, песчано-гравелистой
смесью или проведением предпостроечного оттаивания и уплотне-
ния вечномерзлых грунтов.
Вечномерзлые грунты в основании искусственных сооружений и
подходных участков насыпи используют по одному принципу.
В отечественной практике строительства зданий и сооружений
на вечномерзлых грунтах лучшими считаются свайные фундамен-
ты. Такого же мнения придерживаются американские и канадские
строители, возводящие сооружения на Аляске и в Канаде.
Свайные фундаменты имеют значительные преимущества по
сравнению с другими типами фундаментов, применяемыми на веч-
номерзлых грунтах. При возведении свайных фундаментов отпадает
необходимость в трудоемких и длительных работах по устройству
котлованов. Такие фундаменты обеспечивают возможность широ-
кой механизации и индустриализации работ. Фундаменты можно
76
сооружать в любое время года,
устранив сезонность фундаменто-
строения на вечномерзлых грун-
тах. Конструкция свайных фунда-
ментов проще, а расход материа-
лов меньше по сравнению со все-
ми другими типами фундамен-
тов.
Фундаменты из свай и стол-
бов, как правило, не подвергают-
ся осадкам и перекосам в случаях
глубокого оттаивания вечномерз-
лых грунтов от воздействия дли-
тельных застоев воды у сооруже-
ний и других нарушений естест-
венного температурного режима
мерзлых грунтов. Объясняется
это тем, что низ свай и столбов в
большинстве случаев заглубляют
на 8—12 м и более, т. е. ниже зо-
ны возможного оттаивания вечно-
□ □ D □
□ □ □ □ □
Рис. 3.1. Опоры малых и сред-
них мостов:
а — устой; б — промежуточная опора;
1 — свая; 2 — плита; 3 — крылья устоя
мерзлых грунтов.
Учитывая несомненные преимущества свайных фундаментов, они
в настоящее время широко применяются для зданий и сооружений
разного назначения. С применением железобетонных свай и стол-
бов построены и строят десятки малых и средних мостов.
Устои сооружают с применением двух или трех рядов свай сече-
нием 35X35 и 40X40 см (рис. 3.1, а). Для промежуточных опор
применяют такие же сваи, располагаемые в два ряда по фасаду
моста (рис. 3.1, б).
Несмотря на высокие экономические показатели, такие опоры
имеют ряд недостатков, из которых наиболее существенными явля-
ются следующие: значительные затраты труда из-за необходимости
изготовления, транспортирования, заглубления в грунт большого
количества свай (до 4 до 20 для одной опоры); при бурении сква-
жин для свай в твердомерзлых грунтах и в грунтах с твердыми
включениями происходит обрушение тонких грунтовых переборок
между соседними скважинами, из-за чего осложняются работы по
доброкачественной заделке свай, а главное, надолго затягивается
процесс восстановления естественного температурного режима веч-
номерзлых грунтов.
Успешно применяемые с 1960 г. столбчатые опоры для автодо-
рожных мостов лишены многих недостатков, свойственных свайным
опорам. Учитывая положительный опыт строительства и эксплуа-
тации таких конструкций ЦНИИС Минтрансстроя, проведя ком-
плекс необходимых исследований, рекомендовал столбчатые опоры
широко применять не только для автодорожных, но и железнодо-
рожных мостов: два — четыре столба (рис. 3.2, а)—для устоев
малых и средних мостов, один или два столба (рис. 3.2,6)—для
77
Рис. 3.2. Столбчатый устой и промежуточная опора
промежуточных опор. На первом этапе освоения таких опор при-
меняют столбы сечением 0,6—0,8 м с тем, чтобы по мере совершен1
ствования технологии работ и необходимого оборудования можно
было перейти к внедрению столбов диаметром 1,2—1,6 м. Количе-
ство столбов в опорах определяется расчетом в зависимости от их
размеров сечения, местных мерзлотно-грунтовых условий, высот
насыпи и длины пролетных строений моста.
Для устоев могут быть использованы сплошные железобетонные
столбы прямоугольного, круглого или многоугольного поперечного
сечения. Для промежуточных опор на периодических водотоках ре-
шение о возможности применения столбов прямоугольного сечения
принимают исходя из характера водотока (расхода воды, скорости
течения, возможных размывов русла и т. п.). На постоянно дейст-
вующих водотоках, особенно в местах перемещающихся крупнооб-
ломочных отложений, прямоугольные столбы применять не реко-
мендуется.
Величину заглубления свай или столбов от естественной по-
верхности грунта или от уровня планировки (подсыпки или срез-
ки) назначают, учитывая влияние следующих факторов: геологиче-
ских, гидрологических и мерзлотно-грунтовых условий в месте
расположения сооружения; принципа использования вечномерзлых
грунтов в качестве оснований; глубины сезонного оттаивания и про-
мерзания; несущей способности грунтов; возможности пучения
грунтовых оснований при замерзании и осадки при оттаивании;
условий размыва дна водотока; характерных особенностей конст-
рукций фундаментов и производства работ по их возведению.
Необходимое заглубление свай или столбов в грунт определяют
в результате расчетов фундамента по несущей способности грунтов,
на воздействие заданных в проекте нагрузок и по условию предот-
вращения возможного выпучивания в грунтах, подверженных пуче-
78
нию. Расчеты фундаментов производят, используя указания соот-
ветствующих нормативных документов.
Особое внимание приходится обращать на расчеты свай и стол-
бов на выпучивание. Наблюдениями установлено, что около 10%
построенных свайно-эстакадных мостов деформируются в резуль-
тате выпучивания свайных опор. Часть из них выпучивается спустя
1—2 года после окончания строительства мостов. На отдельных
мостах отмечены деформации опор через 5—8 лет после сдачи мос-
тов в эксплуатацию. Чаще всего выпучиваются промежуточные
опоры, находящиеся в зоне максимального увлажнения и наиболее
глубокого промерзания грунтов. В пределах конусов, где грунт
основания защищен от глубокого сезонного промерзания, пучение
наблюдается крайне редко.
В результате пучения грунтов опоры мостов могут приподни-
маться на несколько десятков сантиметров, а опоры деревянных
мостов — до 1 м и более. Выпучивание опор происходит неравно-
мерно, больше со стороны затененной части моста. Перекосы дости-
гают 3—4 см, а иногда и больше. Обычно пучение грунтов начи-
нается в декабре и достигает наибольшей величины в период янва-
ря— марта. Осадка выпучившихся опор происходит в июне-июле.
Установлено, чем меньше давление на сваи от постоянных на-
грузок, тем больше они выпучиваются при прочих равных условиях.
Этим "объясняются большие величины выпучивания свайных опор
деревянных мостов.
Минимальное заглубление свай или столбов в вечномерзлые
грунты, используемые по принципу I (определяемые расчетами по
несущей способности основания и по условию выпучивания), при-
нимают на 4 м ниже расчетного уровня сезонного оттаивания
грунтов. Если между подошвой сезонно промерзающего грунта и
верхней границей вечномерзлых грунтов залегает несущий слой
немерзлого грунта, то сваи заглубляют в этот грунт, не доводя их
нижние концы на 1,5 м и больше до поверхности мерзлых грунтов.
Тонкие прослойки немерзлых грунтов прорезают сваями, заглубляя
их низ не менее 1 м в толщу вечномерзлых грунтов.
В вечномерзлые грунты, используемые по принципу II, сваи за-
глубляют, руководствуясь требованиями, принятыми для свай,
погружаемых в немерзлые грунты.
Расстояние между осями свай в фундаменте принимают в зави-
симости от способа погружения их в вечномерзлые грунты:
для забивных и бурозабивных — 3 d\
для свай, погружаемых с протаиванием грунта; а) при исполь-
зовании грунтов оснований по принципу I—4 d\ б) при использова-
нии грунтов оснований по принципу II—3 d\ для оболочек, погру-
жаемых буроосадным способом: а) при d = 0,4 и 0,6 м — 2d; б) при
d= 1,0—1,6 м —d+1,0 м.
Расстояние в свету в уровне наибольшего размера уширенных
пят свай принимают не менее 1 м.
Сваи, столбы и плиты фундаментов на вечномерзлых и немерз-
лых грунтах конструируют одинаково.
79
Глава 4
ХАРАКТЕРНЫЕ ПОВРЕЖДЕНИЯ ФУНДАМЕНТОВ И МЕРЫ ИХ
ПРЕДОТВРАЩЕНИЯ
§ 4.1. Краны
На устои мостов действуют, как известно, помимо временных
нагрузок, веса опирающегося пролетного строения и горизонталь-
ного давления грунта со стороны примыкающей подходной насы-
пи — большие сдвигающие силы в грунте основания, ниже подошвы
подходной насыпи (рис. 4.1).
При прочих равных условиях эти силы тем больше, чем выше
и шире подходная насыпь и слабее грунты основания. Неучет их
в расчетах устойчивости может привести к аварии. Поэтому при
расчетах устоев следует обращать особое внимание на сбор всех
действующих на них сил.
Равнодействующую активного горизонтального давления грун-
та подходной насыпи на устои мостов определяют по формуле
Е = ‘g2 (45° — "тг) в<
2 6 \ 2 /
где Н — высота-подходной насыпи в створе задней грани устоя.
Если фундамент устоя прорезает слой ранее намытого грунта,
расчетную высоту Н насыпи снижают на толщину этого слоя; у и
Ф — объемный вес и угол внутреннего трения грунта в части подход-
ной насыпи, примыкающей к устою; В — приведенная (средняя по
высоте Н) ширина опоры в плоскости задней грани, на которую
действует горизонтальное давление грунта.
Равнодействующая Е приложена на высоте —от естественной
поверхности грунта.
Для устоев (в том числе с обратными стенами, сплошной задней
Рис. 4.1. Эпюры горизонтального
давления грунта от веса подход-
ной насыпи, действующего на бо-
ковую поверхность фундамента, и
вертикального давления — в уров-
не его подошвы
стеной и т. д.) с проемами, если
ширина проема равна или меньше
двойной ширины стены, ширину В
принимают равной расстоянию
между внешними гранями конст-
рукции. Если же ширина проема
больше двойной ширины стены,,
ширину В принимают равной
удвоенной ширине стен или раз-
дельных фундаментов.
Для устоев из свай, оболочек
или столбов, если суммарная ши-
рина фундаментных элементов
равна или больше половины всей
ширины опоры, за ширину В при-
нимают расстояние между внеш-
ними их гранями; если суммарная
80
Рис. 4.2. Эпюры суммарных давлений под подошвой фундаментов устоев
ширина фундаментных элементов меньше половины всей ширины
опоры, то за ширину В принимают для каждой сваи, оболочки или
столба двойную ширину ее.
Влияние наклона задних граней устоев при определении силы Е
не учитывают. Также не учитывают трение между грунтом и по-
верхностью задней грани устоя.
Для устоев обсыпного типа активное горизонтальное давление
грунта учитывают и со стороны пролета.
Горизонтальное давление грунта от временной вертикальной
нагрузки (от подвижного состава железных дорог или от автомо-
бильной, колесной или гусеничной нагрузки), находящейся на при-
мыкающей к устою части подходной насыпи, определяют согласно
действующим нормам и в данной работе не рассматривают.
Вертикальное давление в уровне подошвы фундамента от веса
подходной насыпи, суммируясь с давлением от веса устоя и примы-
кающего пролетного строения, может создавать различные напря-
женные состояния под его подошвами. На рис. 4.2 показаны наибо-
лее характерные схемы подобных сочетаний расчетных эпюр: при
распределении давлений, показанном на рис. 4.2, а, крен устоя будет
происходить в сторону насыпи, в случае, приведенном на рис. 4.2, б,
в сторону пролета, а при эпюре, близкой к приведенной на
рис. 4,2, в (от постоянных сил — суммарная равномерно распреде-
ленная эпюра вертикальных сжимающих сил), эксплуатация устоя
в принципе будет протекать нормально. Возможные небольшие
крены, в результате которых происходят горизонтальные смещения
в уровне подферменной площадки устоя на 1—3 см, обычно не
вызывают осложнений и даже не замечаются эксплуатационным
персоналом. Желательно, однако, чтобы суммарное напряжение
под передней гранью фундамента примерно на 5% превышало (см.
81
Рис. 4.3. Расчетная схема пригрузки грун-
та основания устоя вертикальным дав-
лением подходной насыпи:
1 — подошвы плиты; 2 — задняя грань; 3 — пе-
редняя грань; 4 — подошва фундамента
устоя от веса примыкающей части
определяют по формуле
эпюру 2 на рис. 4.2, в) та-
кое же напряжение под зад-
ней гранью.
По мере увеличения глуби-
ны заложения фундамента вли-
яние вертикальных составляю-
щих веса подходной насыпи
снижается. Устои обсыпных ти-
пов находятся в более благо-
приятных условиях ввиду нали-
чия с передних сторон значи-
тельных масс грунта насыпи
(рис. 4.3). В таких случаях вес
передней части конуса также
необходимо учитывать в расче-
тах.
Дополнительные вертикаль-
ные давления (в кгс/см2) на
грунты основания в плоскости
подошвы свайного фундамента
подходной насыпи (см. рис. 4.3)
где си — коэффициенты, принимаемые по табл. 4.1; у =
= 1,8 тс/м3 — нормативный объемный вес грунта подходной насыпи;
Н — высота подходной насыпи за задней гранью устоя, м, считая .
от ее основания до подошвы рельсов железнодорожных мостов или
до верха покрытия автодорожных и городских мостов.
При устоях обсыпного типа к давлениям под передней гранью
фундамента следует добавить давления от веса передней части ко-
нуса, определяемые по формуле
/>2= «2^2,
где аг — коэффициент, принимаемый по табл. 4.2; Н2 — высота
конуса в плоскости передней грани плиты фундамента, м.
Влиянием веса этой части конуса на дополнительные напряже-
ния под задней гранью фундамента устоя пренебрегаем ввиду его
малости.
В приведенных расчетах не учитываются дополнительные дав-
ления от веса боковых частей конусов. В поперечном направлении
их воздействие взаимно уравновешивается и не оказывает влияния
на крены устоев поперек моста. Вместе с тем при пространственной
схеме расчета эти части конусов будут влиять на напряжения под
боковыми гранями фундамента и под их углами. Необходимо иметь
в виду, что сжимающее напряжение в полупространстве для площа-
док, параллельных ограничивающей плоскости, на некоторой глу-
бине под углом загруженного прямоугольника равно четверти
82
Таблица 4.1
Глубина заложения подошбы фунда- мента, м Высота насыпи, м Коэффициент at для грани устоя
задней передней при длине фундамента в плоскости подошвы, м
до 5 10 15
10 0,045 0,010 0 0
5 20 0,050 0,010 0,005 0
30 0,050 — 0,005 0
10 0,040 0,020 0,005 0
10 20 0,045 0,025 0,010 0,005
30 0,050 — 0,010 0,005
10 0,035 0,020. 0,010 0,005
15 20 0,040 0,025 0,015 0,010
30 0,045 — 0,015 0,010
10 0,030 0,020 0,015 0,010
20 20 0,035 0,030 0,020 0,015
30 0,040 — 0,020 0,015
25 10 0,025 0у020 0,015 0,015
20 0,030 0,030 0,020 0,020
30 0,035 — 0,020 0,020
30 10 0,020 0,020 0,020 0,015
20 0,025 0,030 0,025 0,020
30 0,030 — 0,025 0,020
Таблица 4.2
Глубина заложения подошвы фундамента, м Коэффициент а2 при высоте подходной насыпи, м
10 20 30
5 0,04 0,05 0,06
10 0,03 0,04 0,05
15 0,02 0,03 0,04
20 0,01 0,02 0,03
25 0 0,01 0,02
30 0 0 0,1
напряжения под центром прямоугольника на половинной глубине.
Таким образом, влияние веса боковых частей конусов будет спо-
собствовать выравниванию напряжений как под задней, так и под
передней гранями фундамента устоя.
Ввиду значительно большей ширины площади подходной насы-
пи по сравнению с шириной фундамента устоя суммарная эпюра
напряжений по мере увеличения глубины будет становиться не-
сколько более неравномерной; при этом центр ее тяжести будет
смещаться в сторону насыпи.
Опасаться этого обстоятельства нет основания по следующим
причинам. Подошва фундамента всегда опирается на хороший в
строительном отношении грунт. С глубиной прочностные и дефор-
83
Рис. 4.4. Крены устоев арочного моста
мативные качества этих грунтов, как правило, существенно повы-
шаются. Кроме того, даже незначительные крены устоев в сторону
насыпи приводят к увеличению давления на заднюю грань устоя
вследствие включения в работу части пассивного отпора грунта.
В результате этого выравнивается суммарная эпюра вертикальных
давлений в уровне подошвы фундамента и прекращается дальней-
шее накопление неравномерных осадок и крена устоя.
Опыт эксплуатации устоев, запроектированных и построенных
с учетом вышеприведенных рекомендаций, дает основание не тре-
бовать учета в практических расчетах влияния веса боковых частей
конусов.
В мостостроении известны сотни случаев аварийных кренов
устоев мостов, происшедших вследствие неполного учета действую-
щих на них сил.
Чтобы показать, к чему приводит недостаточный учет влияния
суммарных напряжений в грунтах оснований от собственного веса
устоев и веса насыпей подходов ниже приведены примеры аварий-
ных осадок — кренов устоев мостов.
Мост № 1. Железобетонный автодорожный арочный мост длиной 100 м пере-
крывал русло реки одним пролетом 71,9 м (рис. 4.4). Опорные пяты устоев —
выносные. Пролетное строение в поперечном направлении состояло из четырех
трехшарнирных арок расчетным пролетом 65,5 м и стрелой подъема 8,7 м. Высота
правобережной подходной насыпи—18 м, левобережной—10 м. Фундаменты
устоев — свайные, глубиной около 9 м. В каждый из них забито по 410 вертикаль-
ных деревянных свай диаметром 26—28 см. Размеры фундаментов в плане
11X14=154 м2. По площади фундаментов сваи размещены неравномерно в соот-
ветствии с расчетной эпюрой распределения напряжений. Влияние веса подходной
насыпи на напряжения под подошвой свайных фундаментов не учитывалось.
Около задних граней устоев проектное расстояние между осями свай доходило
до 45 см, в натуре же сваи местами были забиты вплотную друг к другу.
Вес устоя с проезжей частью составлял 2100 тс, вес засыпки — 2050 тс. Дав-
ление от арок при отсутствии временной нагрузки давало вертикальную состав-
ляющую в 1030 тс, горизонтальную — до 1510 тс. При загрузке пролета вертикаль-
ная составляющая давления доходила до 1325 тс, горизонтальная — до 1910 тс.
Допускаемая нагрузка в 14 тс на сваю была определена по отказу.
84
Проверка свайных фундаментов на действие горизонтальных сил показывает
достаточность суммарного сопротивления свай при вертикальном их расположе-
нии (сумма горизонтальных сил достигала 1910 тс, а противодавление со сторо-
ны подходной насыпи — примерно 1320 тс). Горизонтальное давление на голову
«одной деревянной сваи диаметром 28 см равно 1,4 тс и соответствует допускае-
мому. Устои моста в натуре не имели горизонтальных смещений, превышаю-
щих 10 мм.
Нижние концы свай были заведены в мягкопластичную глину. Мост построен
•на пойменной террасе Волги, где толща аллювиальных отложений достигает
100 м. По материалам изысканий мостового перехода в толщу этих глин не вкли-
нивались какие-либо иные грунтовые слои.
Сразу же после раскружаливания пролетных строений устои начали просе-
дать. Отсыпка подходных насыпей резко ускорила накопление значительных по
величине неравномерных просадок устоев. Через 7 лет просадки достигли: задней
грани левобережного устоя 344 мм, пяты его — 88 мм, задней грани правобереж-
ного устоя — 2058 мм, а пяты устоя — 1000 мм. Верх арок при этом просел на
1916 мм. Состояние моста угрожало катастрофой.
Проведенное в это время глубокое контрольное бурение позволило установить,
что в верхней части грунтовой толщи довольно часто чередуются небольшие слои
илисто-глинистых отложений, песков и иловатых торфов. Глины же имеют все
•свойства типичных речных илистых осадков темно-серого, даже черного цвета с
синевато-зеленым оттенком. Пески, как правило, тонко- и среднезернистые, за-
иленные. Будучи насыщенными водой, глины так же, как и пески, достаточно
подвижны. Например, в ряде случаев в буровых обсадных трубах эти грунты
поднимались за ночь на несколько метров.
Чередующиеся грунтовые пласты имеют хаотично меняющуюся толщину с
резкими выклиниваниями слоев, разбросанных отдельных линз.
Под правым устоем, на глубине всего лишь 2 м ниже уровня острия свай,
«был обнаружен пласт торфа толщиной 3,5 м, а ниже еще два слоя торфа. Таким
образом, в наиболее напряженной части грунтовой толщи оказался пласт торфа
толщиной 5,1 м.
Поверочные расчеты показали, что несущая способность илисто-глинистого
пласта, в котором были остановлены нижние концы свай, оценивается не более
1 кгс/см2.
Под подошвой свайного фундамента возникали суммарные напряжения при-
близительно 11 кгс/см2 под задней гранью и 1,4 кгс/см2 под передней гранью, а в
подстилающем торфе действовали напряжения до 10 кгс/см2. От одного только
веса насыпи дополнительные напряжения под задней гранью подошвы свайного
фундамента составляли 1,5 кгс/см2.
Для нормальной эксплуатации моста фундаменты устоев следовало проек-
тировать в виде куста наклонных свай, кроме двух передних рядов вертикальных
свай, имеющих в основном монтажное назначение. Сваи надлежало погрузить
сквозь всю толщину торфов и завести их нижние концы в подстилающую опор-
ную толщу тугопластичных глин. Увеличив длину свай, одновременно было необ-
ходимо примерно в 2 раза сократить их число в фундаментах.
Мост № 2. Устои моста представляют собой коробчатые пустотелые железо-
бетонные конструкции. Каждый фундамент состоит из 300 железобетонных за-
бивных свай сечением 28x28 см, объединенных бетонной плитой. Отличительной
особенностью устоев является наличие односторонних железобетонных консолей
длиной 6,75 м под один автопроезд с пешеходным тротуаром. Второй автопроезд
и железнодорожная колея проходят в пределах ширины тела устоя. Высота
устоев, считая от обреза фундамента,— 18,45 м. Ширина плиты —112,8 м, длина —
17,9 м. Глубина забивки свай в грунт — 9 м под левобережным устоем и 12 м под
правобережным.
Грунты под обоими устоями представлены 23-метровой толщей насыщенных
водой, заиленных, тонкозернистых песков, в которые заглублены сваи фундамен-
тов. Ниже лежат тугопластичные глины.
Вследствие несимметричного поперечного сечения устоев их продольные оси
примерно на 3,5 м смещены по отношению к осям примыкающих подходных насы-
пей. Высота подходных насыпей— 18,2 м при ширине поверху 19 м и в основании
81 м. Объемная масса грунтов насыпей составляет 1,8—1,9 т/м3.
85
Рис. 4.5. Эпюры напряжений, дейст-
вующие в плоскости подошвы устоя:
1—.от сил Р\ и Рг\ 2 — от веса насыпи;
3 —эпюра суммарных напряжений на грунт
основания в плоскости подошвы свайного
фундамента по продольной его оси (отмет-
ка—34,0); 4 — суммарные напряжения в
грунте основания под центром фундамен-
та; 5 — суммарные напряжения в грунте
основания под углом фундамента
в-гн
Рис. 4.6. График неравномерных оса-
док устоя:
1 — суглинок мягкопластичный с прослой-
ками тонкого песка с битой ракушкой;
2 — суглинок мягкопластичный средней
плотности; 3 — песок тонкий средней плот-
ности; 4 — супесь тяжелая с прослойками
мягкопластичного суглинка; 5—глина мяг- '
копластичная
Сваи были опущены с подмывом и добиты штанговыми дизель-молотами
«1800». Статическое испытание показало весьма высокую несущую способность
свай, равную 61 тс (критическая нагрузка не достигнута) при расчетной нагруз-
ке 27 тс. Качество произведенных свайных работ хорошее.
Напряжение на грунт в плоскости нижних концов свай от веса устоев
составляло 3 кгс/см2. В течение первого года никаких осадок замечено не было»
В процессе отсыпки подходных насыпей оба устоя дали значительную верти-
кальную неравномерную осадку, которая привела к наклону устоев в сторону
верховых задних углов плиты.
Устой левого берега в створе подферменной площадки просел до 60 мм, по
задней грани плиты — до 100 мм с общим наклоном в сторону подходной насыпи.
Устой правого берега просел значительно больше, чем левобережный: в створе
подфе’рменной площадки — на 170 мм, по задней грани плиты — до 290 мм. При
этом смещение в сторону насыпи шкафных стенок левобережного устоя составило
20 мм, правобережного — 50 мм.
Осадка правобережного устоя была больше, несмотря на то, что сваи под
ним забили в среднем на 3 м глубже, чем сваи в основании левобережного устоя.
Это произошло вследствие большой заиленности песков под правобережным
устоем. Статический расчет устоев в плоскости подошвы дает максимальное на-
пряжение под их передней гранью. Просадки же имеют максимальную величину
в пределах задних граней устоев.
Контрольный расчет фактических напряжений в грунте основания в плоскости
нижних концов свай (рис. 4.5) с учетом влияния примыкающей подходной насыпи
выявил, что суммарная эпюра имеет достаточно сложное очертание. По продоль-
ной оси свайного фундамента она резко неравномерна (пик эпюры с величиной
напряжения 5,6 кгс/см2 проходит примерно в 4,5 м от задней грани плиты).
Напряжения в грунте в плоскости острия свай под проекцией передней грани
плиты составляют приблизительно 2,2 кгс/см2, а под задней гранью — 4,6 кгс/см2»
86
В поперечном направлении моста по («си ММ, проходящей через гребень
эпюры (см. рис. 4.5), суммарная эпюра напряжений имеет не менее сложное
очертание. Гребень эпюры (напряжение 5,7 кгс/см2) проходит примерно в 2,9 м
ют верховой грани плиты и в 9,9 м от низовой его грани. Напряжения на грунт в
ллоскости острия сваи по оси ММ под проекцией низовой стороны плпты состав-
ляют 3,1 кгс/см2, под верховой стороной — 4,1 кгс/см2.
Неравномерность просадок и наклоны устоев строго согласуются с эпюрами
распределения сжимающих напряжений в сечении ниже острия свай. Неравно-
мерность просадки была вызвана смещением пластических зон грунта по отноше-
нию к центру плиты соответственно эпюрам действующих напряжений. При этом
загружении допускаемые напряжения были в 2,6 раза ниже фактических.
Проведенный анализ позволяет заключить, что истинной причиной значитель-
ных по величине и неравномерных просадок устоев послужило общее резкое по-
вышение фактических напряжений на грунт основания в плоскости нижних концов
•свай с одновременным резким эксцентриситетом пика пространственной эпюры
напряжений.
Основная ошибка при проектировании свайных фундаментов этих устоев
заключается в недоучете влияния веса подходной насыпи, что сказалось на рез-
ком изменении напряжений в грунте основания. Кроме того, сделана ошибка при
исчислении допускаемых напряжений на грунт основания на этом же горизонте.
Допускаемое напряжение на грунт основания было принято 1,5"кгс/см2 (насы-
щенный водой плотный пылеватый песок) вместо 1 кгс/см2 (насыщенный водой
заиленный мелкозернистый песок средней плотности). Затем зависящий от рода
грунта коэффициент К был принят равным 0,25 (для песков) вместо 0,15 (для
пылеватых песков), а объемный вес песка взяли равным 1,7 тс/м3 и не учли
взвешивающего действия воды, с учетом которого объемный вес составляет
1,0 тс/м3. Однако даже при этих упущениях в расчетах допускаемое напряжение
приняли всего 3 кгс/см2, в то время как фактическое напряжение составило
5,7 кгс/см2.
На основании ознакомления с приведенным примером можно заключить, что
нижние концы свай следовало заглубить сквозь насыщенные водой частично
заиленные пойменные тонкозернистые пески до опирания на туго пластичные
глины.
Необходимо было установить величины действующих напряжений на грунты
основания в различных его горизонтах при одновременном учете работы устоя
•со сваями соответствующей длины, а также с учетом влияния веса подходной
насыпи. Это выявило бы зоны максимальных напряжений и в сопоставлении с
допускаемыми напряжениями определило слой грунта, до которого надлежало
производить забивку свай. В данном случае таким слоем являются тугопластич-
ные глины с допускаемым напряжением 8 кгс/см2, подстилающие аллювиаль-
ные. пески.
Заводка нижних концов свай на 1,2 м в эти глины при одновременном резком
снижении числа свай обеспечила бы надежную службу устоев.
Мост № 3. В практике мостостроения известно много случаев аварийных де-
формаций береговых эстакадных частей мостов, происшедших вследствие неучета
влияния веса примыкающей подходной насыпи на увеличение напряжений, воз-
никающих в грунте основания в Уровне нижних концов свай и в толще подсти-
лающих грунтов. Как указывалось выше, это влияние увеличивается пропорцио-
нально высоте насыпи, т. е. увеличению ее веса и соответственно глубины рас-
пространения дополнительных напряжений в грунтах основания.
В качестве наглядного примера здесь приводится краткий анализ причин
деформаций деревянных подходных эстакад к долговременному железнодорож-
ному мосту через большую реку.
Эстакады были построены с использованием одиночных деревянных свай, за-
битых на глубину 6—8 м. Высота эстакады левого берега — 11,8, правого — 14,1 м.
Грунты пойм на глубину до 25 м представлены аллювиальными отложениями и
морскими мягкопластичными глинами (рис. 4.6).
Примыкающие к устоям части подходных насыпей были отсыпаны после
сооружения эстакад. В расчетах не учитывалось влияние веса подходных насыпей
на деформативность устоев. В период отсыпки подходных насыпей началась
осадка устоев, которая продолжала увеличиваться и во время эксплуатации
87
L2=28
0,0
10,0
* 80
И>7, торф
£-8,5
£-1чп Глина.
'W мягкопл
20
______мягкопластичнпя д 2
$-20,0 Глинд тугопластичная
$-23,5 Глина твердая
Известняк
Рис. 4.7. График плоских сдвигов опор моста
Окончена
отсыпка
насыпи
~0. в~ 8
Месяцы
l2
моста. Осадка левобережного устоя с речной стороны достигла 19 см, а со сто-
роны насыпи — 50,5 см; правобережный устой осел соответственно на 24,5 и
104,3 см. Вследствие неоднородности грунтовой толщи пойменных отложений
осадки устоев были неравномерными и в поперечном направлении. Так, осадка
верхового угла правобережного устоя со стороны насыпи достигла 98,5 см, а ни-
зового— НО см.
Расчет напряжений для глубины сжатия, равной 2В, где В — учитываемая
длина участка подходной насыпи, показывает, что наиболее близкими к факти-
ческим кривым осадок (см. рис. 4.6) являются расчетные кривые, построенные
для В=Н.
Очень большие деформации (крены) эстакадного типа устоев моста привели
к серьезным осложнениям в его эксплуатации, связанным с длительным ограни-
чением скоростей движения поездов и выполнением сложных ремонтных работ без
перерыва движения поездов. Практически это привело к необходимости держать
на мосту специальную строительную организацию, которая в течение длительного
периода проводила восстановительные работы.
§ 4.2. Плоские сдвиги
Неучет избыточного горизонтального давления на устои от веса
подходной насыпи в грунте, окружающем фундаменты, может при-
вести к опасным горизонтальным смещениям их в сторону пролета,
так называемому плоскому сдвигу.
Активное давление на фундамент окружающего грунта дейст-
вует с обеих сторон и-взаимно уравновешивается, а пассивный от-
пор со стороны пролета нельзя учитывать, так как для его включе-
ния в работу надо сначала сдвинуть фундамент и обжать лежащий
впереди грунт.
Горизонтальное давление в грунте основания от веса подходной
насыпи в зависимости от высоты насыпи и характера грунтов осно-
вания может распространяться в сторону пролета, выходя далеко
за пределы конуса.
Для примера на рис. 4.7 показаны горизонтальные смещения (плоские сдви-
ги) устоев и береговых опор одного из зарубежных мостов. Фундаменты как
устоев, так и береговых опор состояли из длинных, относительно гибких верти-
кальных свай.
Горизонтальное давление грунта на свайные фундаменты устоев ниже подо-
швы насыпи не учитывалось.
Поскольку слабые аллювиальные грунты поймы не смогли оказать необходи-
мого сопротивления изгибу свай, устои стали смещаться в пролет и расстояние Lt
между их шкафными стенками сократилось на 70 см. Столь значительное горизон-
88
Л)
6)
6)
Рис. 4.8. Расчетные эпюры горизонтальных/давлений
грунта на устои мостов
тальное перемещение устоев с впереди расположенной массой грунтов оказало
почти аналогичное давление и на фундаменты береговых опор, которые также
сместились в пролет, и расстояние между ними сократилось на 60 см.
Нормативное избыточное от влияния веса подходной насыпи
горизонтальное давление грунта на фундамент ниже естественной
поверхности определяется в зависимости от рода грунтов, прохо-
димых фундаментом, его конструкции и размеров подходной на-
сыпи.
Горизонтальный катет эпюры А (рис. 4.8) допускается при-
нимать по указаниям табл. 4.3 в зависимости от рода грунтов,
окружающих фундамент, и давление насыпи уН в плоскости ее
основания.
При обсыпных устоях (см. рис. 4.8, а) горизонтальный катет
эпюры Б принимается равным 2/з от величин, приведенных в
табл. 4.3, где за Н необходимо принимать расстояние Н2 от естест-
венной поверхности грунта до образующей конуса по вертикали,
проходящей по передней грани массивного фундамента или плиты
ростверка свайного фундамента.
Таблица 4.3
Грунты Горизонтальный катет эпюры А
Плотные пески, гравий, галька, суглинки и глины полутвер-
дой консистенции
Пески и супеси средней плотности, тугопластичные суглинки
и глины
Пески и супеси, рыхлые пылеватые пески, мягкопластичные
глины и суглинки
Суглинки, глины и илы текучепластичные и текучей консис-
тенции
0,35 чН
0,50 чН
0,667//
0,75 7//
89
a
a
Подошва
.насыпи
подошва,
насыпи
T PrxH,
\\
\ \
\\ \
глина туго-
пластичная
глина теку-
чей консистен-
ции
V '
\ \ \
\\ '
\\ '
—Ц-5 с
V.
\
\
При горизонтальном
катете эпюры, равном
0,50 уН, глубина рас-
пространения эпюры
вглубь применяется
равной Яг, при других
значениях горизонталь-
ного катета глубина
распространения эпю-
ры вглубь соответствен-
но увеличивается или
уменьшается. В таких
случаях допускается
устанавливать расчет-
ную глубину проведе-
нием из конца горизон-
тального катета эпюры
линии, параллельной
гипотенузе С—С (рис.
4.9).
Горизонтальное дав-
ление на свайные фун-
даменты (см. рис. 4.8, а
ил
текучий.
лина
мягко -
пластичная
Песок мелк.
ср.плотн.
Глина
твердая
C
гравийно-
галечниковая
толща
Рис. 4.9. Эпюры бокового давления
грунтов на фундаменты устоев мостов
Рис. 4.10. Расчетные эпюры горизон-
тальных давлений грунта на устой
железнодорожного моста
и 4.8, б) принимается
равным Ег+Яз).
Горизонтальное дав-
ление на фундаменты
устоев козлового типа
(рис. 4.8, в) принимает-
ся равным Е2 независи-
мо от того, забиты сваи
в ранее возведенную
насыпь или на -высоту
й, они обсыпаны или
замыты грунтом после
сооружения устоя.
Плотность грунта на-
сыпи учитывается в
расчетах при вычисле-
нии силы Е2 и при про-
верке на плоский сдвиг,
где она непосредствен-
но влияет на сопротив-
ление свай горизон-
тальным силам.
Обсыпные устои
массивных типов (см. рис. 4.8, а) рассчитывают на воздействие
разности сил Е{ и Е2 и разности сил, определяемой воздействием
эпюр давления А и Б,
90
7 В случаях когда подходная насыпь была отсыпана до сооруже-
ния устоя, горизонтальные давления Е2 и £3 не учитываются.
Для сплошных фундаментов необходимо принимать в расчет
полную его ширину, а для раздельных фундаментов, стоек и свай —
сумму граней, обращенных к насыпи. При круглой форме попереч-
ного сечения указанных элементов сумму их диаметров умножают
на коэффициент 0,9.
При наличии шпунтовых ограждений в соответствующих местах
за ширину фундамента принимают ширину шпунтового ограждения.
В целях облегчения конструкции свайные фундаменты устоев
следует, как правило, проектировать с наклонными сваями.
Проверке на плоский сдвиг должны подвергаться также все
фундаменты, воспринимающие горизонтальные силы от распорных
пролетных строений. В этих случаях рекомендуется пассивный отпор
грунта в расчетах не учитывать. Включение в работу части пассив-
ного отпора грунта, при наличии специального проекта, допустимо
рассматривать только как вариант усиления.
В практике мостостроения известны сотни случаев плоского
сдвига устоев мостов, происшедших вследствие неполного учета
фактически действующих горизонтальных давлений грунтов.
Ниже приводятся примеры аварийных плоских сдвигов устоев
мостов.
Мост № 1. Железобетонные пустотелые устои моста с пролетным строением
длиной 45 м имеют фундаменты из стальных трубобетонных вертикальных
свай длиной 35—40 м (рис. 4Д0). Наружный диаметр стальных труб — 405 мм
при толщине стенки 12 мм. Максимальная расчетная нагрузка на сваю — 80 тс.
Высота подходных насыпей — 15 м.
В месте перехода, залегает 3.5—40-метровая толща слабых мягкопластичных
иловатых глин с прослойками торфянистых образований^Лодстилающим грунтом
является галечно-гравийная толща, до которой добиты (Жи.
Статистические испытания свай, проведенные строительной организацией,
показали их высокую несущую способность. Предельная нагрузка не была до-
стигнута. Полное обжатие головы свай от нагрузки в 180 тс составило 15 мм,
упругое — 9 мм.
Строительство моста было закончено до отсыпки подходов. После отсыпки
насыпей устои моста сдвинулись и зажали пролетное строение. Это произошло
ввиду того, что в расчете учитывалась только сила Ei=280 тс, а силы Ег=120 тс
и Ез=160 тс не были приняты во внимание {см. рис. 4.10). Когда примыкающие
части подходных насыпей были удалены, устои возвратились в исходное поло-
жение.
, Учет реально действующих сил Е2 и Е3 не потребовал бы утяжеления конст-
рукции фундаментов устоев. Их устойчивость могла быть обеспечена более ра-
циональным размещением свай. Следовало четыре передних ряда свай забить
под наклоном 3 : 1.
Число вертикальных свай можно было сократить до шести. В этом случае
наклонные сваи восприняли бы 450 тс из общей горизонтальной нагрузки 560 тс,
действующей на каждый устой, а остальные ПО тс компенсировались за счет
сопротивления изгибу шести вертикальных свай двух задних рядов и 16 наклон-
ных. При такой конструкции общий объем материалов, затрачиваемых на устой,
можно было значительно сократить.
Для ликвидации аварии пришлось затратить большие средства на удаление
примыкающих частей подходных насыпей, устройство между ростверками устоев
железобетонного лотка — распорки на специально сооруженном свайном фунда-
менте и последующее восстановление подходных насыпей. Эти работы надолго
задержали ввод в эксплуатацию железнодорожной линии.
91
‘Глина платная зеленая
(По бурению 1915г}
Рис. 4.11. Железнодорожный виадук, устои
Мост № 2. Овраг на железнодорожной линии перекрыт арочным виадуком
длиной 98,6 м (рис. 4.11). Устои виадука имеют жесткие фундаменты. Высота
подходных насыпей на обеих сторонах оврага около 20 м.
В месте перехода под наносным грунтом (толщина слоя 3 м), представлен-
ным смесью слабых глин? песка и растительного перегноя, залегает пласт (3,6—
5,8 м) переотложенных слабых глинистых грунтов с примесью песка и перегнив-
ших деревьев, далее (9,1—9,8 м) мелкий песок, заиленный в верхней части, содер-
жащий перегнившие деревья. Под песками находится плотная глина.
Фундамент каждого устоя состоит из 455 вертикальных свай системы Страу-
са, объединенных жесткой плитой толщиной 4,26 м. Сваи погружены на глубину
12,8 м. Нижние концы свай работают в песках, а верхние — окружены слабыми
(переотложенными) глинистыми грунтами текуче-пластичной консистенции.
Вследствие малой несущей способности этих грунтов они неоднократно вы-
давливались из-под отсыпаемой подходной насыпи. Так, после начала отсыпки
насыпи с правой стороны на участке в 30 м произошла ее внезапная просадка
на 3 м, которая сопровождалась выдавливанием грунта в обе стороны и сполза-
нием откосов. Для того чтобы предотвратить возможное выпирание грунта в
сторону русла, перед устоями и в пределах передней части конуса была отсыпана
берма.
Через два года были возведены все опоры и арки без надарочных строении,
подходные насыпи остались недосыпанными на 15 м.
Отсыпка левой подходной насыпи после большого перерыва привела к сме-
щению устоя, в результате чего ключ свода в первом пролете поднялся на 6 мм.
Вторичная просадка правой подходной насыпи произошла, когда ее высота была
доведена почти до проектной отметки. Одновременно правый устой был сдвинут
в сторону оврага.
Верх правой насыпи выровняли наполовину проектной высоты и за устоем
построили деревянную разгрузочную эстакаду длиной 36,5 и высотой 9 м. Не-
смотря на это, подходная насыпь продолжала медленно оседать. Работы по ее
укреплению продолжались еще в течение многих лет после окончания строи-
тельства.
92
3ff,0
13,3
36,5
([loffypeHUHi 193^2.)
которого подверглись плоскому сдвигу
Чтобы прекратить движение устоев, между ними и быком были сооружены
распорные стены, которые и восприняли большие горизонтальные силы со сторо-
ны подходных насыпей, не учтенные проектом.
Проверочный расчет показал, что устойчивость устоев виадуков вполне могла
быть обеспечена даже при значительно меньшем числе свай, если часть из них
были бы наклонны.
Мост № 3. Однопутный -железнодорожный мост длиной 49,7 м перекрывает
реку тремя пролетами (9,3; 23,0 и 9,3 м). Обсыпные устои и береговые опоры
имеют фундаменты из одиночных деревянных свай, забитых вертикально
(рис. 4.12). Глубина забивки свай в грунт — около 6 м. Фундамент каждой опоры
включает 48 свай диаметром 26 см, фундаменты устоев — по 66 свай диаметром
28 см. Расчетные нагрузки на сваи фундаментов опор от основных сил составляют
16 тс, от основных и дополнительных сил — 26 тс, на сван фундаментов устоев
от основных сил — 21 тс, от основных и дополнительных сил — 24 тс. Фундамен-
ты опор моста сооружали в открытых котлованах под защитой шпунтовых ог-
раждений.
Грунты мостового перехода представлены слабыми лёссовидными суглинками
и мелким иловатым песком; подстилающий слой — мелкий песок, в который при-
мерно на 2 м заведены нижние концы свай. Между правобережным устоем и
быком сооружена бетонная распорка. Таким образом, фундамент берегового быка
включен в работу на действие горизонтальных сил.
Тем не менее вскоре после отсыпки подходных насыпей высотой 12 м было
замечено смещение правобережного устоя и береговой опоры в сторону реки.
В течение полутора месяцев эти опоры сместились на 13,5 см. Одновременно
правобережное железобетонное пролетное строение уперлось одним концом в
шкафную стенку устоя, а другим — в торец руслового пролетного строения.
В свою очередь, русловое пролетное строение через неподвижные опорные части
(см. рис. 4.12) передавало горизонтальные силы на голову левобережной берего-
вой опоры. Эти силы создали большой изгибающий момент вблизи обреза фунда-
мента опоры, что привело к излому тела опоры и образованию сквозной трещи-
ны по шву бетонирования, раскрытой на 6 мм со стороны реки.
Рис. 4.12. Железнодорожный мост, опоры № 3 п 4 которого подверглись плоско-
му сдвигу, а опора № 2 сломана
Проверочный расчет фундаментов правобережных опор на плоский сдвиг
показал, что суммарная горизонтальная сила, сдвинувшая устой и промежуточ-
ную опору, оценивается 370 тс, в то время как при расчете фундаментов исходили
из горизонтального давления Е[ (при у =1,7 тс/м3, ф=30°), распространенного
только до подошвы плиты фундамента (см. рис. 4.12).
Фактическое горизонтальное давление на голову одной сваи составило
3,2 тс при допустимом 2,6 тс, что дало перегруз на 21% и привело к смещению
опор моста. . .. .
Заклинивание речного пролетного строения было устранено вырубкой ниш
в подферменных тумбах, на которые опираются береговые пролетные строения.
Поскольку смещение правобережных опор продолжалось, пришлось в пре-
делах правобережной промежуточной опоры обрезать фермы речного стального
пролетного строения, оставив верхние консоли. При этом правая що ходу кило-
метров ферма была обрезана на 98 мм, левая — на 104 мм. Одновременно была*
произведена и продольная передвижка пролетных строений. После этого тре-
щина в левобережном быке закрылась.
Чтобы прекратить смещение опор, были устроены бетонные распорки между
левобережными устоем и быком, а также в русле реки между обоими быками.
Усиление левобережного быка было произведено устройством вокруг его
тела (на высоту 7 м выше обреза) железобетонной рубашки толщиной в ниж-
ней части 30 см, а верхней— 15.
Мост № 4. Однопутный железнодорожный мост до переустройства (рис.
4.13, а) имел три типовых пролетных строения длиной по 87,6 м. На рис. 4.13, б
этот мост показан после переустройства. Массивные фундаменты промежуточных
опор сооружали с помощью колодцев, опущенных на глубину 20 м и остановлен-
ных в толще мелкого заиленного песка. Выше песка находятся илисто-глини-
стые отложения текучей консистенции с прослоями торфов. Фундамент каждого
устоя запроектирован из 35 пневмонабивных свай длиной 20,5 м диаметром 60 см.
Сваи изготовлены из бетона марки 200 на пуццолановом портландцементе
п армированы на участке 8 м от подошвы плиты ростверка.
При бетонировании свай вследствие слабости окружающего грунта площадь
их поперечного сечения увеличилась в 5—8 раз, что привело к образованию
своеобразного бетонного массива.
Во время отсыпки подходных насыпей еще до установки пролетных строе-
ний устои осели: один на 41 мм, а другой на 99 мм, причем они накренились в
сторону реки в среднем на 150 мм.
Причинами деформаций явилось влияние веса подходных насыпей на уве-
личение сжимающих напряжений в плоскости подошвы фундаментов, а также
94
Рис. 4.13. Железнодорожный мост до и после реконструкции, вызванной плоским;
сдвигом устоев
дополнительное горизонтальное давление со стороны текучих глинистых устье-
вых отложений и торфов, возникшие после отсыпки насыпей.
Следует заметить, что пневмонабивные сваи неиндустриальны и в качестве
висячих работают неудовлетворительно. Необходимо было применить забивные
сваи, передние четыре ряда которых надлежало забить с наклоном 4:1. Подоб-
ная конструкция свайных фундаментов устоев работала бы в рассмотренных
условиях безупречно.
Общая сумма горизонтальных сил, действующая на устой, оценивается в
695 тс, а в расчете было учтено только 330 тс.
Проверочный расчет существующего фундамента устоя следовало произве-
сти как глубокого массивного на действие горизонтальной силы 695 тс и
дополнительных вертикальных сил от влияния веса подходной насыпи на от-
метке —20,0.
Продолжавшееся накопление осадок вызвало беспокойство за дальнейшую
судьбу моста; В конечном счете мост был перестроен (см. рис. 4.13, б) и пре-
вращен в пятипролетный. Осевшие и накренившиеся устои разобрали, некото-
рые участки подходных насыпей срезали. Новые устои значительно удалены от
старых, йх фундаменты сооружены с применением глубоко опущенных кессонов
больших размеров.
Анализ местных условий показывает, что не было никакой необходимости
увеличивать длину моста на 135 м и выполнять большой объем дорогостоящих
работ; следовало лишь переделать устои. Надгрунтовые части деформированных
устоев следовало разобрать и построить новые устои объемлющего типа с при-
менением глубоко забитых наклонных свай. Это позволило бы сэкономить зна-
чительные средства и строительный материал, а также намного сократить сроки
строительства; ,
Мост № 5. Мост отверстием 21,3 м имеет высоту 12,8 м. Фундаменты устоев
свайные; грунт основания на значительную глубину состоит из иловатой глины.
После отсыпки подходных насыпей устои моста начали постепенно смещаться
в пролет. Проверка на плоский сдвиг показала, что сваи сильно перегружены
(вдвое). Для предотвращения дальнейшего сдвига между устоями была соору-
жена распорная балка в виде обратного свода на свайном фундаменте. Сваи
забиты на расстоянии 0,73.м друг от друга. Толщина обратного свода в пятах —
2,45 м', в‘замке—1,38 м. Стрелка свода — 1,07 м, пологость—1:20. Обратный
свод сложен из крепкого песчаника на цементном растворе состава 1 : 3. После
сооружения распорного обустройства никаких смещений не было замечено.
Мост №6. Длина моста 73,72 м. Геология мостового перехода характеризует-
ся 8—10-метровой толщей болотного ила, подстилаемого скалой. Фундаменты
устоев и промежуточных опор состоят из 144 свай каждый. Сваи — деревянные,,
вертикальные, диаметром 28 см, добиты до скалы. После отсыпки подходных
насыпей высотой 6,9 м устои начали смещаться в сторону пролета. Чтобы оста-
новить движение устоев, пришлось выровнять дно реки и установить систему
распорных ферм, поддерживаемых специально забитыми сваями.
95
В данном случае происходило выдавливание плов из-под подходных насы-
пей и смещение их вместе с вертикальными сваями фундаментов устоев в сто-
рону русла реки (плоский сдвиг при почти двойном перегрузе свай).
Мост № 7. Однопутный однопролетный железобетонный мост отверстием 32 м
построен через реку с крутыми берегами и извилистым руслом. Левый берег
изобилует ключами; он сложен 9—10-метровой толщей слабых иловатых су-
глинков, подстилаемых песками. Фундаменты обоих устоев свайные. Одиночные
деревянные сваи забиты вертикально ниже подошвы фундамента левобережного
устоя на глубину 9,8 м, причем нижние концы свай на 1,8 м заведены в под-
стилающий пласт песка.
Еще к моменту сборки пролетного строения было установлено, что лево-
бережный устой дал осадку на 43 мм и сместился в сторону пролета на 513 мм.
В течение почти двух лет мост не эксплуатировался, но наблюдались небольшие
сдвиги устоя. Когда же движение рабочих поездов усилилось, устой сместился
за полмесяца на 26 мм, а затем через такой же срок еще на 47 мм. После этого
наступил период временного равновесия. Однако через два года с открытием
регулярной эксплуатации железнодорожной линии устой вновь пришел в дви-
жение, и его горизонтальное смещение достигло у правого подферменника
918 мм, у левого 980. Смещение устоя в пролет в уровне подферменных камней
по отношению к обрезу фундамента составило 106 мм.
К этому же моменту началась сильная осадка земляного полотна и кону-
сов. Причиной исключительно большого горизонтального смещения устоя явил-
ся почти трехкратный перегруз голов свай горизонтальными силами. Для пред-
отвращения дальнейшего смещения устоя были приняты следующие меры.
Между устоями сооружен сплошной бетонный распорный массив, поддерживае-
мый 28 неглубоко забитыми сваями. Работы велись в котловане за шпунтовым
ограждением. Каждый устой подпирался двумя малыми контрфорсами. За
левобережным устоем в подходной насыпи была заложена поперечная штольня
на 0,5 м ниже естественной поверхности грунта с отводом воды из штольни в
реку. Наклон откосов конуса был увеличен до 1 : 1,5; у подошвы конусов соору-
жены подпорные стены.
Поскольку движение устоя продолжалось, для предохранения распорного
бетонного массива от повреждения в период твердения бетона была сооружена
система горизонтальных и вертикальных рамочных крепей между сваями, заби-
тыми в котловане. Через пять месяцев верхушки обоих контрфорсов у лево-
бережного устоя откололись по горизонтальным плоскостям (вследствие допол-
нительного смещения устоя в сторону пролета на 5 мм в уровне подферменных
камней). Несмотря на принятые меры, устой продолжал наклоняться еще в
течение полугода; дополнительный прирост смещений за каждый последующий
месяц составлял 8,7; 2,7; 7,2; 3,2; 1,9 и 2,7 мм.
После того как устой был подперт большим контрфорсом, размещенным
между двумя малыми, его движение прекратилось.
Усиление аварийных устоев и подпорных стен целесообразнее
производить конструкциями, работающими на сжатие, обеспечи-
вающими качественное включение их в работу и безупречную служ-
бу в будущем.
§ 4.3. Глубокие сдвиги
Устои мостов следует проверять на устойчивость против глубо-
кого сдвига вместе с примыкающим грунтом по круглоцилиндри-
ческим поверхностям скольжения.
Расчет устойчивости производят в предположении, что поверх-
ность является круглоцилиндрической. Радиус и положение оси
наиболее опасной круглоцилиндрической поверхности скольжения
при расчете определяют подбором. Рассматривают не только по-
верхности скольжения, расположенные под свайным фундаментом,
96
Рис. 4.14. Расчетная схема проверки устоя на сдвиг по круглоцилпндриче-
ской поверхности скольжения
но и пересекающие сваи. Поверхности скольжения, пересекающие
плиту фундамента, не рассматривают.
Расчет устойчивости фундамента против глубокого сдвига
(скольжения) совместно с грунтом по круглоцилиндрической по-
верхности производят в следующем порядке.
Для произвольно принятой цилиндрической поверхности сколь-
жения радиуса 7? определяют отношение момента Л4СД сдвигающих
сил относительно оси цилиндрической поверхности (точки О на
рис. 4.14) к предельному моменту Alhp относительно той же оси.
Эти моменты вычисляют по формулам Ч
/=л
МСЛ = 2 + Вгв;
z=i
МПр — R
i=n
2 (Gf cos az tg <PZ + biLiCt)
z=i
где Gi — сила, равная сумме расчетной силы тяжести, действую-
щей на i-ю часть сползающего массива, заключенного между двумя
вертикальными плоскостями, и равнодействующей, расположенной
в ее пределах внешней нагрузки; при поверхности скольжения,
пересекающей сваи, в силу Gt не включают силу тяжести, действую-
щую на опору, и давление пролетного строения; — плечо силы
Gi относительно точки О (положительно при расположении силы
Gi справа от вертикали, проходящей через точку О); 1\ и Т2 — рас-
1 При определении предельного момента Л4Пр сопротивление свай скольже-
нию грунта по круглоцилиндрической поверхности, пересекающей сваи, не учи-
тывают, что обеспечивает дополнительный запас устойчивости опоры.
4—2940
97
четные горизонтальные силы, пере-
даваемые сползающему массиву от
торможения временной нагрузки в
пролете и на насыпи соответственно;
гТх и гТ2 — плечи сил 1\ и Т2 относи-
тельно точки О; В — гидростатиче-
ское давление на сползающи?! мас-
сив, вызванное разностью уровней
пересечения кривой депрессии с ци-
линдрической поверхностью сколь-
Рис. 4.15. Схема к определению жения; Гв — плечо СИЛЫ В ОТНОСИ-
ширины поверхности сдвига мае- тельно ТОЧКИ О; сц — угол между
сива грунта с устьем
J вертикалью и радиусом, проведен-
ным из точки О к точке пересечения
силы Gi с круглоцилиндрической поверхностью; ср* и — угол внут-
реннего трения (расчетный) и сцепление (расчетное) грунта, пере-
секаемого поверхностью скольжения в пределах /-го участка; &г- —
средняя (условная) ширина поверхности скольжения грунта в пре-
2Л/?(Х;
делах /-го участка; Lt =----- —длина поверхности скольжения
360
грунта в пределах /-го участка; а/—угол между радиусами
соединяющими концы дуги /-го отсека с точкой О; п — число участ-
ков, на которое сползающий массив разделен вертикальными плос-
костями (рекомендуется принимать п^8).
При определении ширины bi поверхности сдвига массива грун-
та с устоем поперечный разрез /-го участка принимают в соответ-
ствии с рис. 4.15.
Через фСр на рис. 4.15 обозначено приведенное (средневзвешен-
ное) значение расчетного угла внутреннего трения для грунтов
выделенного участка сползающего массива.
Разбивку сползающего массива вертикальными плоскостями
следует производить так, чтобы поверхность скольжения в преде-
лах каждой выделенной части массива проходила по одному слою
грунта.
Значения Л4СД и Л4пр определяют для нескольких произвольно
заданных цилиндрических поверхностей скольжения, различаю-
щихся положениями точки О и значениями радиуса R. Наибольшее
из отношений ~т.—» подсчитанных для всех этих поверхностей
Мпр
скольжения, должно удовлетворять условию
У МСд \
\ МПр /тах
где m — коэффициент условий работы, который принимают рав-
ным 0,7.
Ниже приводятся некоторые примеры сдвига устоев по поверх-
ностям скольжения, близким к круглоцилиндрическим.
98
10350
Рис. 4.16. Схема реконструкции правобережной части моста, вызванная
сдвигом устоя
Мост № 1. Автодорожный мост длиной 92,7 м перекрывал реку четырьмя
пролетными строениями длиной по 22,16 м (рис. 4.16). К левобережному устою
моста примыкали подходная насыпь высотой 10 м. Фундамент устоя состоял из
32 железобетонных вертикально забитых свай сечением 30X30 см. Сваи вбиты
в кровлю плотных среднезернистых песков. Под подошвой плиты фундамента
по данным материалов первоначального изыскания залегал слой тугопластичной
глины 2,7 м, затем суглинок тоже тугопластичной консистенции 2,8 м. Ниже
залегал мощный пласт плотных среднезернистых песков.
Авария произошла в процессе строительства моста. К этому моменту устой
был построен и отсыпали конусную часть подходной насыпи (рис. 4.17). Насыпь
была еще недосыпана на 2 м до проектной отметки.
В результате глубокого сдвига устой в уровне подошвы плиты фундамента
сместился в пролет на 74 см, а в низовую сторону — на 35 см. При этом слома-
лись все сваи, образовались выколы бетона и трещины в плите ростверка. .Грунт
в оползневой чаше сместился на 0,7—1,0 м, в результате чего образовался вал
выдавленного грунта.
При расследовании причин аварии провели контрольное бурение. По резуль-
татам его установили, что под слоем тугопластичных глин оказался не туго-
пластичный суглинок, а текучепластичный рыхлый ил. В связи с этим были
выполнены расчеты устойчивости фундамента устоя с учетом глубокого сдвига
грунта по круглоцилиндрической поверхности скольжения для случаев очертания
насыпи к моменту аварии и проектного ее очертания. Наружные (видимые)
границы сдвига точно определены инструментальной съемкой. За исходные
были приняты следующие расчетные характеристики физико-механических
свойств грунтов: тугопластичной глины у=2,0 тс/м3; ф = 17°; С=3,0 тс/м2; те-
4* 99
цины
'ига
73,53
Линза сдвига
Рис. 4.17. Расчетная схема проверки устоя автодорожного моста, сдвину-
того по поверхности скольжения, близкой к круглоцилиндрической
Расчетная
поверхность
Ц10 скольжения
Супесь
^ЗУ777ГГ7777Х7777$^577/
глина тугоплас-
Qg тичная
Текучепластичный рыхлый
N8 Песок средней _
крупности, плотный
кучепластичного ила — у=2,0 тс/м3; <р=6°; С=0,5 тс/м2; суглинистого грунта
подходной насыпи y=rl,8 тс/м3; ф=25°; С=0. Объемный вес железобетонных
элементов устоя приняли равным 2,5 тс/м3.
В момент аварии величина моментов сдвигающих и удерживающих сил
составляли соответственно 49 000 и. 48 920 тс-м, что определяет коэффициент
устойчивости массива грунта на сдвиг равным 0,99.
В процессе развития глубокого сдвига на устой со стороны подходной
насыпи действовал 2Л4Сдв=9720 тс-м со сдвигающим давлением 405 тс и гори-
зонтальным давлением на одну сваю 12,7 тс, что и привело к их излому.
Расчеты показывают, что фундамент устоя при правильном учете всех фак-
торов не удовлетворял требованиям устойчивости как на глубокий, так и на
плоский сдвиг.
Проверка устойчивости сдвинувшихся масс устоя и грунтов после аварии
указывает на то, что они находятся в состоянии предельного равновесия. Вели-
чина момента сдвигающих сил составляет 43 500 тс-м. Величина момента удер-
живающих сил —43 500 тс-м (при силах сцепления порядка 30% от природно-
го). Коэффициент устойчивости равен 1.
Необходимо обратить внимание на оценку величин сил сцепления в связ-
ных грунтах текучепластичной консистенции при повторном сдвиге по той же
поверхности скольжения. Анализ аварий, в том числе и вышеприведенной, пока-
зывает, что силы сцепления, сорванные в момент подвижки, уже к периоду ее
стабилизации в значительной степени восстанавливаются, составляя примерно
30—35% от первоначального природного их значения.
Полученное значение коэффициента устойчивости, равного единице, свиде-
тельствует о неустойчивом равновесии сдвинувшихся грунтовых масс. Если в „
этом случае продолжать досыпку насыпи, процесс сдвига продолжался бы. Если
же заменить сломанный устой новым с фундаментом, имеющим наклонные сваи»
то досыпка насыпи до проектной отметки привела бы к подвижке оползневой
100
Рис. 4.18. Разрушение автодорожного моста вследствие сдвига устоя:
/ — супесь текучепластичная с линзами и прослойками песка; 2 — твердая девонская глина
массы грунта, вызвав значительную перегрузку свай. Учитывая это, было реко-
мендовано:
1) произвести дополнительное инженерно-геологическое обследование райо-
на оползневой части и места сооружения новых опор;
2) перед сломанным устоем возвести дополнительную опору под пролетное
строение длиной 16,76 м со стороны реки и пролетное строение длиной 22,16 м
со стороны насыпи;
3) новый устой возвести на соответствующем удалении от сломанного; ' *
4) фундамент дополнительной опоры сделать из трех рядов свай, при этом
в крайних рядах со всех четырех сторон сваи расположить под наклоном 5:1;
5) в фундаменте нового устоя два передних ряда свай забить с наклоном
5: 1 в сторону реки и по три сваи в крайних боковых рядах (см. рис. 4.16) фун-
дамента забить под наклоном 5: 1 соответственно в верховую и низовую
стороны;
6) сломанный устой разобрать;
7) соответствующий участок подходной насыпи снять, использовав этот
грунт в регуляционные сооружения;
8) прилегающие к устоям участки насыпи и конусов отсыпать слоями,
соблюдая соответствующие технологические требования;
9) с целью предупреждения возможной подвижки правобережного устоя,
который к тому моменту еще не был построен, произвести контрольное инже-
нерно-геологическое обследование грунтов в его основании и проверить его
устойчивость.
В результате выполнения перечисленных мероприятий длина моста увели-
чилась до 109,5 м; стоимость работ по его достройке возросла примерно в 1,4
раза по сравнению с первоначальной сметной, удлинились сроки строительства.
Мост № 2. Автодорожный мост длиной 44,7 м был запроектирован из трех
пролетных строений по 14,1 м (рис. 4.18). Левобережный устой моста примыкал
к подходной насыпи высотой 7 м. Фундамент устоя состоял из двух рядов
железобетонных свай диаметром 40 см. Сваи переднего ряда забиты с наклоном
3,5: 1,0, заднего.— вертикально; в каждом ряду по пять свай. Русловые .опоры
моста имели также свайные фундаменты из двух рядов железобетонных свай
диаметром 40 см, забитых вертикально, в каждом фундаменте по 10 свай.
Согласно материалам инженерно-геологических изысканий мостового пере-
хода в основании пяти опор залегают плотные тяжелые суглинки. На основании
таких данных о грунтах был запроектирован и построен мост.
Еще при отсыпке подходной насыпи произошла первая сдвижка левобереж-
ного устоя в сторону реки на 20 см. Одновременно сместились и все балки бере-
101
гового пролетного строения. В то время было решено убрать грунт отсыпанной
части конуса и в уровне естественной поверхности грунта объединить сваи
устоя железобетонной плитой толщиной 0,8 м. При поддомкрачивании сдвину-
того „берегового пролетного строения для установки его в проектное положение
устой сместился в сторону реки еще на 3 см. После выполнения этих работ
продолжили отсыпку насыпи и конуса. Через двое суток после окончания от-
сыпки произошло новое смещение устоя и деформация левобережной береговой
опоры. Она сместилась с оси в сторону русла реки с наклоном монолитной
части в сторону реки на 0,5—0,6 м. Одновременно стойки опоры наклонились
вместе с ригелем. Во всех стойках наблюдались выколы бетона со стороны бе-
рега и горизонтальные трещины со стороны реки на высоте примерно 0,4 м от
уровня их заделки в монолитную часть опоры. Арматура стоек со стороны
берега оголилась и выпучилась. Трещины, пересекавшие насыпь и распростра-
нившиеся в естественном грунте на берегу, четко оконтурили характерную
линзу глубокого сдвига. После этого наступила некоторая стабилизация процес-
са сдвига.
Однако через 4 сут масса грунта вместе с устоем дополнительно продвину-
лась в сторону реки и сместила ранее поврежденный береговой бык на 1,5 м.
При этом разрушились и упали стойки опоры с ригелем и опиравшиеся на опору
пролетные строения. Речное пролетное строение при падении сломалось в пре-
делах концевого участка со стороны правого берега. Правобережное пролетное
строение несколько сместилось с опорных частей. В нижних концах трех стоек
с верховой стороны право’бережной речной опоры от ударов падавшего речного
пролетного строения образовались трещины. Смещение грунтовых масс левого
берега достигло 3,5 м, а грунт конусной части левобережной1 подходной насыпи
уперся в наклонившуюся монолитную часть береговой опоры. Раскрытие трещин
подходной насыпи и в грунте берегов доходило до 6 см.
После аварии были проведены детальные контрольные инженерно-геологиче-
ские изыскания мостового перехода, которые установили, что склоны' берегов
покрыты примерно 2-3-метровым слоем супеси, находящейся в текучем состоя-
нии, с линзами и прослойками песка. Ниже залегает толща твердых девонских
глин, кровля которых на левом берегу в районе устоя моста наклонена в сто-
рону реки под углом 10°. Поверочные расчеты глубокого сдвига по кругло-
цилиндрическим поверхностям скольжения, определенным по фактическим
границам поверхностей линз глубоких сдвигов, которых сформировалось четы-
ре— подтвердили основную причину аварии: неправильные данные первоначаль-
ных инженерно-геологических изысканий, которые не выявили покровного,
опорного для подходной насыпи пласта супесей, находящихся в текучем состоя-
нии. У проектной же организации, ориентировавшейся на' материалы инженерно-
геологических изысканий о наличии в основании плотного тяжелого" суглинка не
возникло опасений о глубоком сдвиге устоя.
Неправильная оценка грунтов основания повлекла за собой и другие послед-
ствия: сваи могли быть вбиты только в кровлю девонских, глин без заделки
нижних концов, что и послужило одной из причин разрушения левобережной
промежуточной опоры. Эта опора была опрокинута вместе* со сваями, практи-
чески представляющими лишь стойки, которые легко выдернулись из грунта при
сравнительно небольшом горизонтальном давлении грунта на цокольную часть
опоры.
При раскойке устоя козлового типа после первой его подвижки были обна-
ружены изгибы как у вертикальных, так и наклонных свай с системой харак-
терных трещин. Трещины имели раскрытие до 0,5 мм и проходили почти до се-
редины поперечных сечений свай.
Это вынуждает обращать самое серьезное внимание на расчет обсыпных
свайных фундаментов козлового типа. Сваи таких фундаментов как вертикаль-
ные, так и наклонные подвергаются большим неравномерным давлениям со
стороны насыпи. Поэтому они должны быть проверены, помимо расчетов устоя
в целом, на прочность и трещиностойкость по изгибу стволов от одностороннего
давления грунта со стороны насыпи.
Мост № 3. Каменные устои на свайных фундаментах однопролетного двух-
путного железнодорожного моста отверстием 43 м благополучно работали более
30 лет. Внезапно при проходе очередного поезда правобережный устой моста
102
Рис. 4.19. Контуры сдвиговых трещин на береговом склоне вокруг смещенного
устоя:
/ — трещина, появившаяся при сдвиге устоя; 2 — трещина, появившаяся после сдвига устоя,
осел на 75 мм. Движение поездов было закрыто. Дальнейшие наблюдения
показали, что осадка продолжается со скоростью от 10 до 14 мм/ч. Через 3 сут
•после начала сдвига пролетные строения оперли на шпальные клетки, тем самым
разгрузив устой, однако его, осадка продолжалась. Спустя 28 сут, с момента
подвижки она достигла 1178 мм. Средняя скорость осадки устоя, нагруженного
пролетным строением, составила 235 мм/сут. За 25 сут, прошедших с момента
снятия пролетного строения с опорных частей устоя, средняя скорость его осад-
ки снизилась до 19 мм/сут.
Осадка и сдвиг устоя проходили без повреждения кладки до тех пор, пока
шкафная стенка не уперлась в пролетное строение. Затем она сломалась и ее
пришлось разобрать. Сдвиг устоя по направлению к реке с одновременным на-
клоном в сторону подходной насыпи составил 770 мм.
При осадке и сдвиге устоя в природном грунте образовалась трещина
шириной до 15 см, прошедшая ^за устоем и вышедшая по некоторой линзе
сползания к реке (рис. 4.19). Осадка и смещение в сторону реки наблюдались
также в шпунтовых рядах и каменной отсыпке впереди устоя. Общие величины
их сдвига аналогичны величинам сдвига устоя.
В процессе движения устоя была выполнена дополнительная отсыпка камня
впереди устоя, образовавшая сильный контрфорс. Дополнительная отсыпка, а
также разгрузка устоя (100 тс от двух пролетных строений) существенно осла-
били его смещение.
Равновесие грунтовых масс с устоями и действовавшими нагрузками (вес
пролетных строений и временная динамическая нагрузка) было нарушено только
спустя 30 с лишним лет после постройки моста. Возникает вопрос, почему этого
не произошло раньше? Ряд причин обусловил длительную оттяжку аварии.
Тщательным контрольным инженерно-геологическим обследованием мосто-
вого перехода было установлено, что под правобережным устоем находятся
глинистые и песчаные пласты грунта, чередующиеся между собой и имеющие
преимущественное падение к реке. По пласту глинистого песка, подстилающего
иловатые глины, происходил сток грунтовых вод с высокого правого берега,
уровень которых в 1600 м от устоя находился на 11,5 м выше уровня воды в
реке. Доказательством притока грунтовых вод служат также ключи, открыв-
шиеся при разборке каменной кладки позади сдвинутого оползнем устоя. Ввиду
сильного стеснения русло реки в отверстии моста было сильно размыто.
С годами постепенно уменьшался отпор грунта возможной линзе оползания
и вместе с тем увеличивался вес обращавшейся поездной нагрузки. Находившая-
ся непосредственно за устоем выемка также влияла на изменение естественного
режима грунтовых вод. Это привело к дополнительному насыщению водой
103
грунтов, примыкавших к устою. В результате силы сцепления в толще иловатой
глины были ослаблены, что и привело в конце концов к нарушению равновесия
и аварии. Дальнейшее движение грунтовой линзы протекало под действием ее
собственного веса и веса части подходной насыпи с устоем и давления пролет-
ных строений.
Свайный фундамент устоя состоял из неглубоко забитых вертикальных свай
и не обеспечивал его надежную работу на действующие силы сдвига. Общей
проверки устойчивости устоя на сползание вместе с некоторой линзой грунта не
делалось.
Принятые меры по остановке движения устоя уменьшили скорость осадки,
но не обеспечивали его устойчивости. Поэтому не следовало тратить средств на
отсыпку камня и прочие работы ввиду- необходимости полной перестройки
моста.
Характер наклона свай позволяет утверждать, что плоскость скольжения
проходила выше острия свай, которые находились в устойчивой части грунтового
массива.
Ввиду того что реальные линзы сползания грунтовых масс имеют, как пра-
вило, достаточно сложное очертание и в плане захватывают зону, значительно
превышающую размеры сооружения, расчет устойчивости на сдвиг устоев вместе
с линзой грунта должен производиться с учетом пространственности. На осно-
вании анализа подобных случаев сдвигов приведенная ширина оползающей
грунтовой линзы принята равной удвоенной ширине устоя.
Расчетные характеристики насыщенной водой мягкопластичной иловатой
глины приняты ф=20°;.С=1 тс/с2. Объемный вес грунта в воде у = 1,05 тс/м3,
выше уровня воды —1,8 тс/м3. Объемный вес каменной кладки устоя равен
2,2 тс/м3. Величина момента сдвигающих сил составляет 31 350 тс-м. Величина
Рис. 4.20. Расчетная схема проверки устойчивости сдвинутого устоя железно-
дорожного моста
104
момента удерживающих сил равна 30 900 тс-м. Коэффициент устойчивости
массива грунта с находящимся на нем загруженным устоем равен 0,99.
Следовательно, к моменту сдвига устоя при отсутствии временной нагрузки
коэффициент устойчивости был близок к единице. При учете веса проходящего
поезда и динамического эффекта этот коэффициент еще снижается.
Линия оползания проходила примерно через середину длины ствола свай
(рис. 4.20). Постепенный размыв дна и заделка свай в стабильной части грунта,
длительное время удерживала устой от сдвига. Однако под действием размыва,
динамического воздействия проходящих поездов и постепенного увлажнения
и без того слабых глин линза сдвига принимала все более критическое очерта-
ние, а заделка свай постепенно расстраивалась, что и привело к аварии.
Левобережный устой моста имел аналогичную конструкцию. Сдвига устоя
не произошло вследствие более высоких физико-механических характеристик
песчаных грунтов, из которых сложен этот берег. Проверка на глубокий сдвиг
показала, что коэффициент устойчивости здесь порядка 1,02—1,05, т. е. этот
устой также находится на грани аварии.
§ 4.4. Локальные оползневые сдвиги
Глубокий сдвиг фундаментов береговых опор может' происхо-
дить не только из-за нарушения устойчивости сооружения вместе с
примыкающим к нему грунтом и смещения по поверхностям сколь-
жения, близким к круглоцилиндрическим, но и вследствие глубо-
кого сдвига грунтового массива вместе с сооружением по поверхно-
стям скольжения, формы которых зависят от напластования' грун-
тов. Это оползни, захватывающие большие площади, и локальные
оползни, которые могут возникнуть при загружении подходными
насыпями ранее устойчивых береговых склонов. Оползни могут
возникнуть также из-за наличия водохранилища, подтопившего
ранее устойчивый склон. Особую осторожность следует проявлять
при оценке устойчивости пород, лежащих на смачиваемом наклон-
ном скалистом ложе, и при наклонных пластах глинистых грунтов.
Известны, например, случаи аварийных локальных оползневых
сдвигов при наклонах смачиваемой гладкой кровли глинистых слан-
цев под углом 3—5°.
Возможность возникновения условий для таких сдвигов надо
всегда иметь в виду при разработке проекта устоя и требовать от
изыскателей представления достаточно полных материалов, кото-
рые позволили бы произвести уверенную оценку устойчивости
склона как при производстве строительных работ, так и после их
окончания.
Проверку устойчивости берегового склона, пригруженного ве-
сом подходной насыпи, в пределах вызывающего опасения участка
производят в следующем порядке (рис. 4.21).
Проверяемый участок разделяют вертикальными плоскостями
на отсеки с таким расчетом, чтобы каждый из них проходил в пре-
делах контакта только двух видов соприкасающихся грунтовых
пластов и имел только один угол наклона проверяемой плоскости
возможного сползания.
Суммарное горизонтальное оползневое давление на вертикаль-
ную плоскость, проходящую в створе задней грани устоя, опреде-
ляют по формуле
105
№ отсека О, тс а/’ град W/ =0. cos а., тс T -=Oz* sin TC TC ( T -—Ri) cos a., TC
1=п Л-= 2 (Ti — Rt) cos az. Z=1
Здесь п — число отсеков, на которое разделен вертикальными
плоскостями проверяемый участок берегового склона, загруженно-
го весом подходной насыпи; G — сила (в тс), равная расчетному
весу f-ro отсека, проверяемого участка берегового склона,. загру-
женного весом подходной насыпи; а; — угол наклона к горизонту в
пределах Z-го отсека кровли грунтового или скального пласта, по
которому возможно сползание вышерасположенного грунтового
массива; fi — коэффициент трения между подошвой t-ro отсека и
кровлей пласта, по которому возможно сползание (принимается по
указаниям табл. 4.4, разработанной автором методами обратных
расчетов с.использованием фактических полевых материалов ранее
происшедших аварий). При получении отрицательного значения Рг
можно считать, что проверяемый участок берегового склона вместе
с подходной насыпью устойчив и что еще имеется некоторый резерв
сил, которые препятствуют его смещению.
Значения Рг, близкие к нулю, свидетельствуют о неустойчивом
равновесии проверяемого грунтового массива.
/«л
PT=^(Ti—^ cosaz.
i=l
Силу Рг удобно вычислять, составляя таблицу.
Рис. 4.21. Расчетная схема'проверки устойчивости берегового склона
на локальный оползневой сдвиг
106
Таблица 4.4
Гидрогеологические условия в пределах возможных плоскостей скольжения fl
Супеси и мягкопластичные суглинки по обильно смачивае- мой ключевыми водами гладкой поверхности глинистых сланцев 0,08—0,10
Суглинки текучепластичные по смачиваемой кровле твердых глин 0,10—0,12
Суглинки тугопластичные по кровле трещиноватых доломи- товГ'обильно смачиваемых напорными водами Песок иловатый по обильно смоченным грунтовыми водами глинистым сланцам, пласты которого повернуты под углом к наклонной их кровле (наклон пластов совпадает с направлени- ем движения оползня) , 0,12—0,15
0,10—0,15
То же (не совпадает) 0,15—0,20
Суглинки тугопластичные по смачиваемой поверхности твер- дых глин 0,20—0,25
Расчёт возможного локального оползневого давления рекомен-
дуется вести при свайных фундаментах на ширину их плиты, счи-
тая силу Рг приложенной примерно к середине толщины плиты.
При выявлении возможности возникновения локального ополз-
ня после отсыпки подходной насыпи целесообразно устой сместить
в сторону берега за пределы возможной линзы сползания.
Ниже приводятся примеры локальных оползневых сдвигов бе-
реговых опор мостов.
Мост № 1. Характерный случай локального оползневого сдвига устоя наблю-
дался у автодорожного виадука длиной 266 м и высотой 22 м, перекрывающего
глубокий овраг. Основные работы по строительству Этого виадука были закон-
чены к концу ^1965 г. Зимой . 1965—1966 гг. отсыпали подходную насыпь высо-
той 15 м за устоем левого берега.
В районе расположения устоя виадука (см. рис. 4.21) под толщей покров-
ных суглинков залегают твердые пермские глины. Недалеко от задней грани
устоя кровля глин наклонена под углом от 8 до 24° в сторону оврага. Поверх-
ность контакта, суглинков с глинами обильно смочена. Суглинки в нижней части,
толщи имеют текучепластичную консистенцию.
В период таяния снега в марте 1966 г. устой сместился в пролет с верховой
стороны на 23 см, с низовой — на 32 см. В процессе сдвига шкафная стенка
устоя уперлась в торец берегового пролетного строения и была повреждена;
дальнейшее смещение привело к изломам всех пяти стен устоя и образованию в
них сквозных разрывных трещин с раскрытием со стороны пролета до 4,5 см.
После разгрузки устоя от давления примыкающей подходной насыпи и частич-
ного упругого возврата верхняя часть устоя наклонилась в сторону насыпи. При
большем смещении верхняя часть устоя и береговое железобетонное пролетное
строение длиной 32,4 м могли бы обрушиться. Удары по стойкам промежуточ-
ных опор вызвали бы последовательное падение восьми пролетных строений с
изломами верхних частей всех промежуточных опор, выполненных в виде двух
стоек, объединенных ригелями.
После .сдвига устоя на расстоянии 35 м за задней его гранью в грунте
возникла трещина с раскрытием до 4 см, четко обозначившая в плане контур
локального оползня, верхняя граница которого соответствует началу крутого
падения кровли подстилающих твердых глин.
По материалам проекта поврежденного устоя и его состояния после аварии,
технической документации на скрытые работы, по результатам, осмотра бере-
107
Таблица 4.5
№ отсека (см. рис. 4.21) Вес отсека Р, тс а, град н а от о О. II Т=Р sin а, тс R=Nf, тс (Г-Р), тс (Т-Р) X X cos а, тс
/=о,1 /=0,25 /=0,1 /=0,25 /=0,1 /=0,25
Г 340 22 315 127 79 48 44
II 207 24 186 83 — 47 — 36 33
III 320 8 315 44 32 — 12 — 12 —
IV 184 0 184 0 19 — —19 — 19 —
V 212 0 212 0 21 — —21 — —21
VI 480 0 480 0 48 — —48 — —48 —
VII 180 0 180 0 18 — —18 — —18 —
2 (Т - Л) COS а = — 17 тс
гового склона, а также контрольными проверочными расчетами установлены
следующие факты.
При проектировании виадука не учли возможное изменение устойчивости
берегового склона после пригрузки его подходной насыпью. В результате смачи-
вания поверхности контакта суглинков с твердыми пермскими глинами коэффи-
циент трения f резко снижается. По данным анализа ряда локальных оползне-
вых сдвигов для участка с текучепластичными суглинками коэффициент трения f
составляет 0,1, а для участка с тугопластичными суглинками — 0,25.
Проверкой установлено, что береговой склон до отсыпки подходной насыпи
находился в устойчивом положении. Вычисленные значения горизонтального
усилия в створе а — а до отсыпки подходной насыпи удерживающего массива
грунта от сползания представлены в табл. 4.5.
Расчетом устойчивости берегового склона после отсыпки подходной насыпи
установлено наличие в створе а — а горизонтального давления интенсивностью
26 тс на 1 м ширины сползающего массива грунта (табл. 4.6); при этом в- ство-
ре б— б (см. рис. 4.21) действовало давление 84+54+20—32=126 тс на 1 м
ширины устоя.
Таким образом, горизонтальное оползневое давление на устой шириной
17,6 м в створе б — б оценивается величиной 17,6-126^2200 тс, а в- створе
Таблица 4.6
№ отсёка (см. рис. 4.21) Вес отсека Р, тс а, град и и от о о О. г Т=Р sin а, тс R=Nf, тс (T—R), тс (Т—R) cos а, тс
/=0,1 /=0,25 7=0,1 /=0.25 /=0,1 /=0,25
I 635 22 585 237 147 90 84
II 328 24 300 134 75 — 59 — 54
III 520 8 515 72 52 — 20 — 20 —
1У 320 0 320 0 32 — —32 — —32 —
V 212 0 212 0 21 — -21 — —21 —
VI 600 0 600 0 60 — —60 — —60 —
VII 195 0 195 0 19 — —19 — —19 —
2 (Т — R) cos « = 26 тс
108
Таблица 4.7
Учет горизонтального давления Горизонтальное давление грунта на устой, тс, со сто- роны Сдвигающая сила, тс
насыпи конуса
В пределах подходной насыпи вы- сотой /7=15 м, ф=35°; у =1,8 тс/м3 (в проекте учтено) 585 219 366
Вероятное смерзание грунта со сте- пами тела устоя (в проекте не уч- тено) 772 259 513
Ниже поверхности грунта (в проек- те не учтено) 550 162 388
а — а — 17,6-26 «460 тс. Это обстоятельство явилось основной причиной сме-
щения устоя.
После удаления насыпи вокруг свай обнаружены гнезда обжатия окружаю-
щего грунта. Освобожденный от насыпи устой получил некоторый упругий воз-
вратный сдвиг (примерно на 4 см). Если не учитывать упругой отдачи грунта,
то по замерам стрелок лунок, соответствующих начальному и конечному поло-
жению свай, можно сделать вывод о том, что на уровне 1,8 м ниже подошвы
плиты фундамента, где производились замеры, устой сместился на 7 см. Из
них 3 см приходятся на остаточное перемещение и 4 см — на упругое смещение.
Наличие трещин в грунте между сваями и незначительное расстояние между
грунтом и стволом центральных свай свидетельствует о том, что грунт в между-
свайном пространстве работал в значительной степени совместно со сваями и
получил поступательно-возвратное перемещение. Плоский сдвиг устоя в массиве
сползшего грунта произошел потому, что в проекте не была учтена значительная
часть горизонтального давления со стороны насыпи. Устой моста рассчитывали
(табл. 4.7) только на усилие 366 тс от кулоновского давления примыкающей
подходной насыпи. Расчетом не был предусмотрен производственный случай
возможного смерзания влажного грунта, отсыпаемого зимой, со стенами тела
устоя.
В данном случае это обстоятельство привело к увеличению расчетной шири-
ны устоя (на участке со стенами) с 5,0 до 14,9 м и соответственно давления
грунта на 513—366=147 тс (см. табл. 4.7).
Таким образом, даже без учета возможности образования локального
оползня необходимо рассчитать устой на горизонтальное давление 513+388 «
«900 тс вместо принятых в проекте 366 тс.
Свайный фундамент устоя был запроектирован из 40 вертикальных железо-
бетонных центрифугированных свай наружным диаметром 60 см, забитых в
грунт на глубину до 17 м с опиранием на кровлю твердых пермских глин.
Подошва плиты фундамента расположена на высоте 3 м над поверхностью
естественного грунта, головы свай — в свёжеотсыпанном рыхлом песчаном грун-
те. После удаления подходной насыпи обнаружилось' не заполненное грунтом
пространство высотой 15—25 см под подошвой плиты.
Следовательно, фундамент устоя при отсутствии наклонных свай не мог
воспринять не только горизонтальное давление 900 т, но и проектную величину
этого давления 366 тс, т. е. 9,2 тс на одну сваю. Фактическое горизонтальное
давление на одну сваю составляло 22,5 тс. 7 *
В стволах была обнаружена система поперечных трещин, характерная для
свай, защемленных в плите ростверка и грунте основания. После разгрузки устоя
от давления подходной насыпи остаточное раскрытие этих трещин уменьшилось
до 1,5 мм.
109
Фундамент устоя следовало не только рассчитать на горизонтальное давле-
ние 900 тс, но и предусмотреть два передних ряда наклонных свай. Тогда не-
потребовалось бы увеличивать число свай.
Продольные бетонные стены тела устоя при толщине 50 см запроектированы
без арматуры. После аварии были приняты срочные меры, чтобы предотвратить
падение верхней отломанной части устоя и опирающегося на него пролетного
строения. Для этого между ригелем и плитой ростверка в просветах между
продольными стенами и с наружной стороны выложили и плотно заклинили
шпальные клетки. Затем убрали примыкающий к устою грунт подходной насыпи.
Способ ликвидации последствий аварии был принят после рассмотрения четы-
рех вариантов .переустройства поврежденной части виадука.
Вариант 1. Если бы была своевременно и правильно оценена устойчивость
левобережного склона, то наиболее правильным решением явилось бы соответ-
ственное увеличение длины виадука в сторону этого склона. Следовало добавить
один пролет длиной 32,4 м и второй меньшей длины, чтобы перекрыть участок
склона, в основании которого имеется крутое падение кровли коренной пермской
толщи, но не загружать его высокой и тяжелой подходной насыпью,-
Была обследована возможность увеличения длины виадука добавлением
двух пролетов с переустройством разрушенного устоя в промежуточную опору.
При этом фундаменты трех новых опор, в том числе и устоя, следовало бы
проектировать с наклонными сваями. Но если учесть затраты на уборку высокой
подходной насыпи на участке удлинения виадука, а также затраты на сооруже-
ние трех опор и двух пролетных строений, то стоимость варианта 1 будет зна-
чительно выше стоимости варианта 4.
Вариант 2. Помимо ремонта тела устоя и шкафной части, предусматривалась
обсыпка устоя со стороны реки широкой бермой,-которая практически закрыла
бы первый пролет виадука. Предполагалось, что подобная Мера предотвратит
дальнейшее движение устоя.
Проверочным расчетом на плоский сдвиг (табл. 4.8) установлено, что гори-
зонтальное давление на вертикально расположенные сваи значительно превы-
шает допустимую нагрузку, равную 9 тс на сваю.
Проверкой устойчивости берегового склона на оползневое давление в створе
а — а при наличии широкой бермы в береговом пролете (см. пунктирное ее
очертание на рис. 4.21) выявлено (таблг 4.9), что сползший массив находится в-
состоянии предельного равновесия, В створе б — б сохраняется оползневое дав-
ление на устой около 2200 тс и только в створе а — а устанавливается равнове-
сие сдвигающих и удерживающих сил, т. е. оползневые явления не локализиру-
ются на всем участке, где расположен устой. Под воздействием этого давления
Таблица 4.8
Учет горизонтального давления Горизонтальное давление грунта на устой, тс, со сто- роны Сдвигающая сила, тс
насыпи конуса
В пределах высоты подходной на- сыпи Я=15 м; (р=35°; у=1,8 тс/м3 (в проекте учтено) Ниже поверхности грунта (в проек- те не учтено) 585 550 384 350 201 200
Всего ^400 ।
Примечание. Случай загружения устоя при смерзании грунта со стена-
ми его тела не рассматривается, так как устой восстанавливали летом.
ПО
Таблица 4.9
№ отсека (см. рис. 4.21) Вес отсека Р, тс а, град N=P cos а, тс Т= Р sin а, тс R=Nf, тс ( T—R), тс ( Г—/?) COS а, тс
>0,1 /=0,25 /=о.1 /=0,25 >0,1 /=0,25
/ 635 22 585 237 146 91 85
II 328 24 300 134 75 59 54
III 520 8 515 72 52 20 20
IV 320 0 320 0 32 —32 —32
V 212 0 212 0 21 — —21 —21
VI 780 0 780 0 78 — —78 —78 .
VII 320 0 320 0 32 — —32 — —32 —
2 (7’—^) cos а = — 4 тс
с течением времени могло продолжаться обжатие впереди лежащего грунта
(отсеки VI и VII) и смещение устоя в пролет, что вызвало бы осложнения в
эксплуатации виадука.
Вариант 3. Перед плитой ростверка устоя (со стороны . пролета) намечали
создать бетонный упор, равный ширине плиты ростверка. Упор предусматривали
засыпать грунтовой бермой (см. вариант 2). На сооружение упора полагали
израсходовать 400 м3 бетона. Стоимость осуществления этого варианта превы-
шала стоимость варианта 2 примерно на 8 тыс. руб.
Подобное решение предотвратило бы плоский сдвиг устоя, но не устранило
смещения оползневого массива, на котором предполагали возвести упор. При
собственном весе упора, лишь на 160 тс превышающей вес заменяющего объема
грунта конуса, не удалось компенсировать воздействие силы давления оползня
(1360 тс), а только снизило бы ее на 15—20 тс, т. е. практически это не оказало
влияния на повышение устойчивости склона.
Вариант 4. Этот вариант был принят к производству как проект восстанов-
ления и усиления устоя с помощью наклонных свай (см. рис. 4.21). Согласно
этому проекту с верховой и низовой сторон устоя забили по шесть свай с на-
клоном 1,5: 1,0. Нижние их концы вбили в кровлю подстилающих твердых
пермских глин-мергелей.
В качестве свай использовали' стальные трубы длиной 28 м наружным диа-
метром 42,6 см, заполняемые после забивки бетонной смесью. Верхние части
свай на длине 6 м армировали каркасами из 10 стержней арматуры №" 16
(Ст. 5). Нижние концы арматурных каркасов заходят на 1 м ниже уровня грун-
товых вод. Нижние концы свай закрыты стальным конусом.
Так как при оползне произошло значительное обжатие и включение в рабо-
ту грунта, лежащего перед устоем, в расчете конструкции усиления фундамента
приняли горизонтальную нагрузку 2000 тс, действующую в плоскости подошвы
плиты ростверка. Расчетная осевая нагрузка на наклонную сваю составила при-
мерно 300 тс при условно предельной около 430 тс. Столь высокая нагрузка на
сваю диаметром 42,6 см допущена исходя из того, что сваи работают как сваи-
стойки, а материал их стволов как бетон в стальной обойме.
Чтобы включить наклонные сваи в работу, их верхние части заделали в спе-
циально сооруженные консоли плиты ростверка (рис. 4.22), соединенные между
собой и с плитой с помощью железобетонной рубашки. Удлиняемые части
плиты ростверка с нижними выступами-зубьями заходили под подошву старой
плиты. Эта конструктивная форма потребовалась для передачи устою больших
срезывающих сил, действующих в плоскостях контакта наращиваемых частей
с торцами старой плиты-ростверка. Для армирования наращиваемых частей
плиты-ростверка использовали арматуру № 32 из Ст. 5.
111
Рис. 4.22. Конструк-
ция усиления устоя
автодорожного виа-
дука, поврежденного
локальным оползне-
вым сдвигом
Сломанные продольные стены тела устоя заключены в железобетонные
рубашки со стенками толщиной 25 см, армированными сетками из арматуры
№ 16 Ст. 5.
Из-за сжатых сроков восстановления устоя пришлось отказаться от обжа-
тия свай гидравлическими домкратами; взамен этого в конструкции шкафной
стенки и размещении опорных частей лишь предусмотрена возможность смеще-
ния устоя в пролет на Ъ^-6 см, т. е. на величину, необходимую по расчету для
включения в работу наклонных свай.
В результате наблюдений за работой устоя на протяжении 8 мес отмечено,
что в течение первых 2 мес эксплуатации моста устой сместился на 4,5 см в
пролет, а в дальнейшем перемещение прекратилось.
Сваи, ростверк, рубашки стен и ригельно-шкафная часть объединены между
собой соответствующими выпусками арматурных каркасов. Для заполнения
полостей трубчатых свай и бетонирования наращиваемых и усиливаемых частей
тела устоя использован бетон марки 200. Плиту ростверка и бетонные стены
тела устоя до установки арматурных каркасов и опалубки очищали от первона-
чальной обмазочной гидроизоляции и тщательно промывали, а перед бетонирова-
нием обильно смачивали водой.
Поскольку в сваях в результате плоского сдвига появились поперечные тре-
щины, для защиты арматуры от коррозии наружные поверхности свай покрыли
двумя слоями эпоксидного клея на 1,8 м ниже подошвы плиты ростверка. При
дополнительном смещении устоя до 6 см в защитном эпоксидном покрытии
отремонтированных свай в местах старых трещин могут открываться новые. Но,
как показали расчеты, величина раскрытия этих трещин не превысит допу-
стимую.
Для забивки свай строители изготовили разборный стальной копер. Сваи
забивали молотом одиночного действия с массой ударной части 6 т; по мере
забивки сваи наращивали секциями по 6—8 м, которые стыковали шестью на-
кладками, с помощью электросварки.
По окончании усиления фундамента устоя и ремонта его продольных стен
подняли конец берегового пролетного строения, опиравшийся на устой, и выпра-
вили положение катков подвижных опорных частей. После установки на опорные
112
Рис. 4.23. Береговая часть
автодорожного моста
Г
Песчаник
Глина мбеодая.
113
части пролетного строения бетонировали новую железобетонную шкафную сте-
ну устоя.
Рассмотренный случай локального оползневого сдвига высокого устоя боль-
шого виадука подтверждает необходимость самого внимательного отношения
изыскателей, проектировщиков, строителей и эксплуатационников к оценке
устойчивости береговых склонов при сооружении устоев, подпорных стен и от:
сыпке подходных насыпей.
Мост № 2. Левобережный устой большого автодорожного моста (рис. 4.23, а)
намечалось возвести непосредственно на береговом склоне. В геоморфологиче-
ском отношении левый, высокий, берег представляет первую надпойменную тер-
расу, подошвой которой является пестроцветная толща очень плотных девон-
ских глин... Берег сложен древнеаллювиальными песчано-глинистыми отложения-
ми с преобладанием мелких песков в нижней части разреза. Мощность песчаных
отложений увеличивается от реки в сторону водораздела. Сверху они прикрыты
суглинками и супесями с мощностью пластов от 1,8 до 6,2 м и возрастанием их
толщин от водораздела в сторону реки.
Эти отложения в районе устоя моста переслаиваются мелкими песками с
суглинками.
Песчаные грунты левого берега имеют постоянный напорный водоносный
горизонт, водоупором для которого являются пестроцветные девонские глины.
Этот водоносный горизонт постоянно дренируется рекой.
Вдоль берега, .в районе’ мостового перехода, наблюдаются многочисленные
выходы грунтовых вод в виде родников при значительном их дебите порядка
0,5—3,0 л/мин.
В месте мостового перехода левый берег прижимной, причем наблюдается
его ускоренное разрушение (рис. 4.23, б).
Мелкие пески нижней части разреза легко размываются паводковыми вода-
ми, образуя отвесные или даже с отрицательным углом стены высотой 4—5 м из
вышележащего суглинка.
Неустойчивое положение грунтов берегового склона выявилось сразу же
после начала забивки свай фундамента устоя. При забивке первого заднего
ряда свай в грунте образовалась трещина с раскрытием до 2 см, которая прошла
через ось свайного ряда и вышла с обеих сторон неглубокого котлована на склоны
берега (см. рис. 4.23, б).
Из трещины пошла напорная грунтовая вода, окрашенная в красный цвет,
который придали ей охристые включения в грунте.
В результате детального инженерно-геологического изучения склона берега
установлено неустойчивое равновесие наклонного пласта суглинка, покоящегося
на мелких песках, содержащих напорные грунтовые воды.
Динамического воздействия, вызванного забивкой нескольких свай, было
достаточно, чтобы нарушить это равновесие и привести в движение примыкаю-
щий покровный массив.
Поверочные расчеты показали, что при отсыпке подходной насыпи и конуса,
выходящего на крутую часть берегового склона (см. рис. 4.23, а), создавались
реальные условия для возникновения локального оползня, который сместил бы
устой моста и мог вызвать падение переходного пролетного строения.
В итоге брло рекомендовано удлинить левобережную часть моста на один
пролет длиной 22,16 м, использовав возводимый фундамент устоя под промежу-
точную опору (см. рис. 4.23, в). В ее фундамент рекомендовалось добавить на-
клонные сваи и понизить отметку заложения плиты. При этом новый устой
смещался в нагорную сторону берега, где существенно понижалась высота под-
ходной насыпи. Фундамент его было предложено сделать также с наклонными
сваями.
• Эти меры способствовали разгрузке оползневого берегового склона от боль-
шого веса сравнительно высокой в этом месте подходной насыпи. Стоимость
работ, связанная с удлинением моста, практически не возросла, вследствие
исключения высокой части подходной насыпи и больших работ по устройству и
укреплению конуса, уходившего по крутому береговому откосу намного ниже
горизонта паводковых вод.
Кроме того, при дополнительном береговом пролете появилась возможность
устроить автодорожный проезд под мостом.
114
Г л а в a 5
ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУИРОВАНИЯ ФУНДАМЕНТОВ
§ 5.1. Выбор типа и схемы фундаментов
Тип и схему фундаментов выбирают в результате технико-эко-
номического сравнения разных практически осуществимых вариан-
тов конструкции фундаментов, учитывая затраты материалов, тру-
да, стоимости и сроки производства работ. Сравнению подлежат
варианты фундаментов из свай, свай-оболочек, свай-столбов с пли-
той, заглубленной в грунт, и плитой, возвышающейся над грунтом.
Применительно к опорам больших мостов рекомендуется выяс-
нить, в первую очередь, целесообразность строительства фундамен-
тов с плитой, расположенной над грунтом. Для малых и средних
мостов целесообразно применять фундаменты с плитой-подфермен-
ником (см. рис. 2.13), а на реках с ледоходом — фундаменты с пли-
той, являющейся одновременно фундаментной частью опоры (см.
рис. 2.12).
Выбор оптимальной схемы свайных фундаментов является слож-
ной задачей, решение которой сводится к выявлению конструкции
из наименьшего количества свай минимально возможного попереч-
ного сечения. Задача дополнительно осложняется тем, что в разных
условиях рациональность той или иной схемы фундамента может
оцениваться различными показателями. Если, например, решаю-
щим фактором для прочности фундамента является несущая спо-
собность свай по грунту, то более рациональна та конструкция, в
сваях которой (при одинаковом их числе) возникают меньшие про-
дольные силы. Если решающим фактором является прочность
свай по материалу, то более целесообразна конструкция, в сваях
которой возникают меньшие изгибающие моменты.
Наиболее простыми в строительстве являются фундаменты из
вертикальных свай с плитой, расположенной преимущественно над
грунтом. Поэтому выбор схемы фундамента следует начинать с
исследования возможности создания конструкции из одних верти-
кальных свай увелйченного поперечного сечения. Такие фундамен-
ты рекомендуются к применению в случаях, когда при минималь-
ном количестве вертикальных свай, назначенном из условия вос-
приятия вертикальной и горизонтальной сил, изгибающие моменты
в сваях от воздействия горизонтальной силы неопасны для их проч-
ности.
Возможны конструкции фундаментов, состоящие из одного,
двух или нескольких рядов вертикальных свай. Прочность и
Жесткость таких фундаментов на действие горизонтальной нагруз-
ки и момента обеспечивается работой свай на изгиб и сопротивле-
нием грунта горизонтальному смещению и повороту свай, а двух-
рядных фундаментов, кроме того, — работой свай в условиях жест-
кой заделки их верхних концов в плиту.
" В случае недостаточной горизонтальной жесткости фундамента
из вертикальных свай или больших изгибающих моментов в сваях
115
Рис. 5.1. Схемы фундаментов из
вертикальных свай, расположен-
ных:
а — дальше от оси симметрии; б — бли-
же к оси симметрии фундамента
целесообразно часть или все
сваи расположить наклонно. В
этом случае существенно воз-
растает жесткость фундамента
.без увеличения числа свай или
размеров их поперечного сече-
ния и длины.
Эффект от применения на-
клонных свай будет тем боль-
ше, чем выше расположена
плита фундамента по отноше-
нию к поверхности грунта,
меньше сечение свай, слабее
верхние слои грунта и более
прочен грунт в уровне нижней
части свай. Однако применение
наклонных свай часто приво-
дит к существенному увеличе-
нию в них продольных уси-
лий.
В связи с многообразием
схем и сложным характером
работы фундаментов с наклон-
ными сваями пока не представ-
ляется возможным предложить
конкретные рекомендации по
выбору оптимальной схемы в
каждом конкретном случае
проектирования свайного фун-
дамента. Рациональная схема
может быть выбрана в резуль-
тате анализа нескольких ва-
Рис. 5.2. Фундаменты из свай, рас-
положенных:
а — по козловой схеме; б — по веерной
схеме
риантов фундаментов, составленных с учетом излагаемых ниже не-
которых основных положений конструирования.
Положения относятся к выбору рациональной плоской схемы
фундамента, но их можно использовать для выбора пространствен-
ной конструкции, если в качестве исследуемых схем принять про-
екции рассматриваемой конструкции на две взаимно перпендику-
лярные вертикальные плоскости, которые проходят через оси
опоры.
При равном количестве свай одинакового сечения и одинаковых
размерах плиты симметричные фундаменты (рис. 5.1,а), у которых
сваи с меньшими углами наклона к вертикали (в том числе и вер-
тикальные сваи) расположены дальше от оси симметрии, в боль-
шинстве случаев обладают большой прочностью и жестокостью по
сравнению с фундаментами с более близким расположением таких
свай к оси симметрии (рис. 5.1,6).
Фундамент из свай, расположенных по козловой схеме (рис.
5.2, а), обладает значительно большей жесткостью при действии на
116
Рис. 5.3. Схемы расположения свай в фундаментах:
а — веерное; б — козловое; в — вертикальное
него горизонтальных нагрузок ио сравнению с фундаментом из свай,
расположенных по веерной схеме (рис. 5.2,6).
Если фундамент воспринимает большие горизонтальные нагруз-
ки, то продольные усилия в сваях можно уменьшить, увеличивая
наклоны свай к вертикали.
В фундаментах следует избегать применения свай с наклонами
к вертикали 1 : 10 и меньше, так как незначительные отклонения
фактических наклонов таких свай от проектных (в процессе произ-
водства работ) могут существенно изменить условия работы фун-
даментов.
О том, как влияют изменение величины наклона свай в фунда-
менте и сама схема фундамента на усилия в сваях и перемещение
плиты, можно судить по приведенным ниже результатам расчета
(табл. 5.1) трех плоских схем фундамента (рис. 5.3), состоящего
из пяти железобетонных полых свай диаметром 0,8 м и свободной
длиной 5 м. В уровне низа плиты верхние концы свай расположены
по фасаду фундамента через 2 м. Сваи заглублены в грунт
на 15 м.
Наклон свай — 3:1 и 8 : 1. Фундаменты рассчитаны на воз-
действие горизонтальной нагрузки 50 тс, приложенной в уровне
подошвы плиты.
Из приведенных в табл. 5.1 данных видно, что наибольшие про-
дольные усилия в сваях разных схем от одной и той же нагрузки
различаются в 3,5 раза, изгибающие моменты — в 11 раз, а гори-
Таблица 5.1
Схемы расположения сван в фундаменте Наклон свай Наибольшая про- дольная сила в свае, тс Наибольший из- . гибающий момент в свае, тс*м Горизонтальное перемещение плиты, см
Веерное 3:1 20,2 28,6 5,2
8:1 25,8 40,5 10,6
Козловое 3:1 39,0 5,2 1,9
8: i 71,6 21,7 7,9
Вертикальное — 24,7 56,6 19,9
117
зонтальные перемещения плиты — в 10,5 раза. Даже в одной схеме
фундамента, отличающейся только величиной наклона свай, про-
дольные усилия и моменты имеют существенную разницу. При дей-
ствии других нагрузок влияние схемы расположения свай может
оказаться менее существенным. Так, при действии только цент-
рально приложенной вертикальной нагрузки продольные силы в;
сваях всех схем фундаментов, рассмотренных в табл. 5.1, мало от-
личаются одна от другой.
Если на опоры воздействуют эксцентрично приложенные гори-
зонтальные силы, например тормозные силы с одного пути двухпут-
ного моста, боковые удары льда и другие, то рекомендуется сваи в
фундаменте располагать так, чтобы его жесткость на кручение
была возможно большей. Фундаменты с веерным расположением
наклонных свай в двух взаимно перпендикулярных плоскостях
(рис. 5.2, б) имеют значительно меньшую жесткость на кручение.
Чтобы повысить жесткость фундамента на кручение от воздей-
ствия эксцентрично приложенных горизонтальных сил при наличии
наклонных свай, их рекомендуется располагать так, чтобы не менее
30—40% общего числа наклонных свай не пересекало вертикальной
оси фундамента и проходило возможно дальше от нее.
Характерная особенность фундаментов с несимметричными пло-
скими схемами расположения свай, например фундаментов устоев,
заключается в том, что уменьшение горизонтальных нагрузок иног-
да приводит к увеличению перемещений плиты, а также продоль-
ных усилий и напряжений в сваях. Учитывая эту особенность, фун-
даменты несимметричной схемы следует проверять расчетом не
только на наибольшие, но и наименьшие значения возможных гори-
зонтальных нагрузок, например при определении давления грунта
на устои от веса подходных насыпей при разных значениях угла
внутреннего трения грунта.
Отмеченные особенности в равной мере относятся к фундамен-
там с плитой, расположенной над грунтом и в грунте.
§ 5.2. Выбор типа и размеров свай
Тип свай следует выбирать исходя из условия обеспечения пре-
дельного использования прочностных свойств материала свай при
минимальной стоимости работ по возведению фундамента. В соот-
ветствии с этим наиболее рациональным типом свай следует считать
сваи-стойки, передающие нагрузку нижним концом на скальные
породы, крупнообломочные отложения или твердые связные грунты,
если такие грунты залегают на глубине до 50 м. Не менее экономи-
чески целесообразны также сваи с уширенной пятой.
Целесообразность применения свай, свай-оболочек и свай-стол-
бов в каждом конкретном случае определяется в зависимости от
местных геологических и гидрологических условий, величины и
характера действующих нагрузок, воспринимаемых фундаментами.
Для сокращения затрат труда и сроков строительства фунда-
ментов необходимо стремиться к уменьшению количества свай за
118
счет увеличения их поперечного сечения. С этой точки зрения в
фундаментах опор мостов целесообразно применять сваи-оболоч-
ки и сваи-столбы, поскольку их использование, кроме отмеченного,
обеспечивает возможность уменьшения размеров, а следовательно,
материалоемкости и стоимости плиты фундамента. Уменьшению
размеров плиты способствует наклонное располжение свай. Исходя
из технических возможностей применяемого в настоящее время обо-
рудования наклоны не должны превышать следующих величин:
для свай — 3 : 1, свай-оболочек и свай-столбов диаметром 1,0—1,2—
4:1, то же, диаметром 1,6 м — 5:1, а диаметром 2 м — 8 : 1.
Вертикальные оболочки и столбы можно применять в любых
грунтах, включая гравийно-галечные, а также при наличии скаль-
ных прослоек или при опирании на скальные породы.
Наклонные оболочки и столбы применяют, как правило,'В грун-
тах, не имеющих валунов размером более 30 см или скальных про-
слоек.
Буровые уширенные, пяты в основании вертикальных и наклон-
ных столбов устраивают в связных и несвязных грунтах без вклю-
чений валунов, скальных прослоек, заиленных предметов.
Вблизи существующих сооружений применяют, как правило,
сваи-столбы, сооружаемые с использованием инвентарных обсад-
ных труб.
Сваи с камуфлетными уширениями и заглубляемые вибропогру-
жателями допускается применять для фундаментов, удаленных на
расстояние не ближе 200 м от существующих сооружений в песча-
ных грунтах и 100 м в глинистых грунтах.
Размеры поперечного сечения и длину свай назначают на осно-
ве результатов расчета несущей способности фундаментов при обя-
зательном учете характера и величины действующих нагрузок,
принятого типа и схемы фундамента; геологических и гидрогеоло-
гических условий в местах сооружения фундаментов, глубины се-
зонного промерзания грунтов, условий общего и местного размыв'а
дна русла, взаимовлияния фундаментов соседних сооружений и
возводимого фундамента: особенностей технологии воздействия
фундаментов.
Размеры свай сплошного сечения следует назначать, ориенти-
руясь на типоразмеры, приведенное в ГОСТ .19804—74 «Сваи за-
бивные железобетонные сплошные квадратного сечения».
Размеры полых свай и оболочек следует принимать согласно
ГОСТ 17382—72 «Сваи полые круглые и сваи-оболочки железобе-
тонные». Конструкцию свай и оболочек следует принимать в соот-
ветствии с типовыми проектами.
Размеры свай, оболочек и столбов, величины наклона и заглуб-
ления их в грунт рекомендуется принимать, учитывая технические
возможности используемого оборудования.
Железобетонную оболочку каждого армированного бурообсад-
ного столба следует заглублять, как правило, на 1—2 м ниже от-
метки местного размыва у опоры, а при отсутствии в столбе арма^
турного каркаса, способного воспринять растягивающие напряже-
119
ния от изгибающего момента, не менее чем на 1 м ниже уровня, на
котором эти напряжения равны расчетному сопротивлению бетона
столба на растяжение при изгибе.
Длину свай, считая от низа плиты, назначают в зависимости от
положения плиты по отношению к поверхности грунта и величины
заглубления свай в грунт.
Глубину заложения плиты свайных фундаментов следует назна-
чать:
в грунтах, не подверженных пучению в пределах суши, на лю-
бом уровне независимо от глубины промерзания при условии про-
стирания толщи этих грунтов ниже глубины промерзания и отсут-
ствия при промерзании напорных грунтовых вод;
в грунтах, подверженных пучению, вне пределов промерзания
(ниже глубины промерзания не менее 0,25 м или выше дневной по-
верхности грунта на 0,5 м и более);
в русле реки — на любом уровне (в том числе выше дна русла)
при отсутствии промерзания воды до дна, но не менее чем на
6+0,25 м ниже уровня низкого ледостава, где 6 — толщина льда,м;
при наличии ледохода, карчехода с таким расчетом, чтобы сваи
не могли подвергаться их воздействию.
В местах возможного размыва дна водотока низ свай любого
типа должен быть заглублен в грунт ниже уровня местного размы-
ва на величину, определяемую расчетом несущей способности свай,
но не менее 4 м при расчетном паводке и 3 м при наибольшем па-
водке.
Сваи, оболочки и столбы должны быть, как правило, заглублены
сквозь тонкие скальные прослойки. Допускается опирание свай на
скальные прослойки толщиной более 1 м при условии, что давление
под торцом сваи не превышает несущей способности породы, а дав-
ление на подстилающий слой грунта, подсчитанное при тангенсе
угла (равном 0,5) распространения давления в прослойке, не пре-
вышает несущей способности грунта.
Сваи любых типов допускается опирать на поверхность скаль-
ных пород при наличии толщи неразмываемых наносных отложе-
ний мощностью 4 м и более.
Опираемые закрытым наконечником сваи должны быть забиты
в поверхностный слой породы молотами до получения отказа, близ-
кого к нулю. Тип и мощность молота следует назначать из условия
обеспечения расчетной несущей способности свай.
Толстостенные оболочки диаметром 1,0—1,6 м, опираемые сталь-
ным наконечником на горизонтальную поверхность невыветрелых
скальных пород прочностью до 100 кгс/см2, допускается заглублять
вибропогружателем до получения отказа, величину которого сле-
дует определять исходя из расчетной несущей способности оболоч-
ки (см. гл. 7) и при необходимости уточнять, используя результаты
статических испытаний оболочек.
Для повышения несущей способности по грунту в нижнем кон-
це полых свай диаметром 0,4—0,8 м иногда устраивают камуфлет-
ные уширения диаметром 1,0—1,5 м. Уширенные пяты диаметром
120
2,5—3,5 м в основании оболочек и столбов диаметром 1,0—1,6 м
устраивают с применением буровых станков.
Низ свай, оболочек и столбов, а также подошву уширенных пят
в уровне их наибольшего размера поперечного сечения следует за-
глублять в несущий слой из нескального грунта на величину, опре-
деляемую расчетом, но не менее 0,5 м в крупнообломочные и гра-
вийные грунты, крупные и средней крупности пески, связные грун-
ты с консистенцией В^0,1 и не менее 1 м в прочие нескальные
грунты.
Если необходимо повысить-несущую способность оболочек диа-
метром 1—2 м, опираемых на поверхность выветрелых скальных
пород, рекомендуется в полости оболочек устраивать бетонную
пробку высотой не менее 3 м. При недостаточной несущей способно-
сти основания из выветрелой породы низ бетонной пробки или низ
сплошного заполнения оболочки располагают в скважине, пробу-
ренной на 0,25 м ниже отметки, на которой несущая способность
основания соответствует расчетной.
Столбы заделывают в скальное основание в случаях: недоста-
точной несущей способности верхнего слоя породы; возможности
смыва наносных отложений с поверхности пород; возможности раз-
мыва верхнего слоя низкопрочных пород; необходимости передачи
изгибающих моментов на скальное основание; наклона поверхно-
сти пород или наличия местных неровностей высотой более 20 см.
Величину заделки столбов в скальные породы определяют по
расчёту (см. § 7.2) и принимают не менее 0,5 м в сплошных породах
с пределом прочности на сжатие 400 кгс/см2 и выше и не менее 1,5 м
в остальных породах.
§ 5.3. Детали конструкции фундаментов и свай
Фундаменты мостов проектируют из бетона марки по прочности
на сжатие не менее указанной ниже:
Проектная марка
бетона по прочно-
сти на сжатие
Железобетонные сваи................................ 300
» сваи-оболочки............................. 400
Буровые сваи-столбы всех типов в нескальных
грунтах............................................ 200
То же, при опирании на скальные породы .... 300
Заполнение полостей свай-оболочек, опирающихся
на нескальные грунты.............................. 150
Плиты фундаментов.................................. 200
Форму и размеры плиты фундаментов назначают на, основании
результатов расчета 'фундаментов, особенностей размещения свай,
размеров и формы надфундаментной части опор.
Размеры плиты (или железобетонной насадки) в плане назна-
чают в зависимости от количества несущих элементов и размеще-
ния их в плане, принимая расстояние от края плиты до ближайшей
сваи в свету (свес плиты) не менее 25 см. Для оболочек диаметром
121
свыше 1,6 м допускается устройство плиты без свеса, вровень с по-
верхностью оболочки. Высоту плит и насадок определяют расчетом
и принимают не меньше размера, необходимого для осуществления
заделки верха свай, оболочек или столбов, но не менее 40 см.
Расстояния в свету между забивными сваями в уровне их ниж-
них концов принимают не менее двух толщин (диаметров) свай, а
в уровне подошвы плиты — не менее половины толщи сваи. Между
нижними концами свай-стоек расстояния в свету допускается умень-
шать до половины их толщины.
Расстояния в свету между вертикальными оболочками или стол-
бами в уровне их нижних концов (а при наличии уширенных пят в
уровне наибольшего диаметра пяты) и в уровне подошвы плиты
должно быть не менее 1 м. Для наклонно расположенных оболочек
или столбов расстояния в уровне нижних концов следует назна-
чать, как правило, не менее 2 м.
Указанные расстояния между сваями любых типов в уровне
подошвы плиты фундамента допускается уменьшать при условии
обеспечения возможности доброкачественного выполнения работ по
установке и заглублению в грунт свай, а также армированию
плиты.
Величину обреза фундамента и его положение по высоте опоры
назначают исходя из обеспечения наиболее благоприятных условий
судоходства, пропуска льда и лесосплава, а для городских мос-
тов— также эстетических требований при минимально возможных
затратах на устройство^ разборку ограждений котлованов, в ко-
торых сооружают плиту фундаментов.
Для плит, на которых расположено тело массивной опоры, до-
пускается без расчета принимать линию уступов плиты или наклон
ее боковых граней в вертикали не более 30° для бутобетона и 35°
для бетона. При наклонах, превышающих указанные, размеры усту-
пов следует проверять расчетом и при необходимости армировать.
Бетонную плиту фундамента в промежутках между сваями лю-
бого типа рекомендуется армировать вблизи подошвы плиты, а при
наличии тампонажного слоя бетона (уложенного подводным спо-
собом) — над этим слоем. Вдоль и поперек оси моста следует укла-
дывать стержни суммарным сечением 10—20 см2 на 1 м плиты, если
по расчету не требуется более мощного армирования.
Тампонажный слой бетона (водозащитная подушка), уложен-
ный подводным способом с целью возможности осушения затоплен-
ных котлованов, не допускается использовать в качестве составного
элемента плиты в расчетах несущей способности и деформируемо-
сти фундаментов.
Толщину тампонажного слоя (подушки) следует определять в
зависимости от величины давления воды на этот слой 'снизу (при
осушенном котловане), диаметра свай, оболочек или столбов, рас-
стояния между ними, а также прочности бетона к моменту начала
водоотлива из котлована. Если бетонную - смесь укладывают на
искусственное 'дно котлована (из досок или железобетонной пли-
ты), толщину слоя рекомендуется принимать не менее 1 м; при
122
укладке смеси на грунтовое дно — не менее 1,5 м (при условии тща-
тельных промеров отметки грунтового дна котлована).
Железобетонные полые сваи и оболочки в конструкции фунда-
ментов допускается применять без бетонного заполнения их поло-
сти при условии проверки прочности и жесткости стен и стыковых
соединений секций на воздействие расчетных вертикальных и гори-
зонтальных нагрузок. Полость оболочек и свай следует заполнять
бетоном в случае устройства в их основании уширений, опирания
на скальные породы или крупнообломочные отложения, а также
при недостаточной прочности и жесткости стен и стыковых соеди-
нений.
В полости оболочек, заглубленных с опережающей подводной
выемкой грунтов, а затем заполняемых (на части высоты или на
полную высоту) бетонной смесью, следует сохранять на последнем
этапе погружения ядро (высотой 0,5—1 м из несвязных грунтов и
0,1—0,2 м — из связных грунтов), способствующее уменьшению
разуплотнения основания.
В нижней части незаполненных бетоном на всю высоту оболочек
диаметром 1 м и более (на поверхности грунтового ядра) следует
предусматривать устройство бетонной пробки на высоту, определяе-
мую расчетом и принимаемую не менее 3 м при условии осуществ-
ления конструктивных мер по обеспечению передачи расчетных
нагрузок от стен оболочки на пробку. Такие меры включают в себя
придание искусственной- шероховатости бетону с внутренней по-
верхности оболочки, удаление туфообразного слоя бетона в оболоч-
ках центрифугированного изготовления.
Наружную поверхность свай, оболочек и столбов, находящихся
в зоне перемещающихся гравийно-галечных и гравийно-валунных
отложений (при скорости течения в реке более 3 м/с), следует
защищать от истирания, например, стальными гильзами, железобе-
тонными фартуками и т. п.
Для защиты от истирания оболочек и столбов гильзы следует
заглублять на 0,5—1 м ниже уровня возможного размыва крупно-
обломочных отложений. Верх гильз в фундаментах с плитой, воз-
вышающейся над грунтом, достаточно расположить на 1 м над
уровнем естественной поверхности грунта (до его размыва).
Если взамен столбов применяют сваи сплошного сечения, то для
предотвращения их истирания подошву плиты фундамента реко-
мендуется заглубить на 0,5—1,0 м ниже зоны возможного размыва
отложений.
В случаях когда нецелесообразно заглублять в грунт плиту,
можно использовать для защиты свай от истирания (вместо специ-
ально устраиваемых навесных фартуков) тонкостенный железобе-
тонный колодец, который опускают на 1 м ниже уровня возмож-
ного размыва, а затем соединяют выпусками арматуры с бетони-
руемой плитой фундамента.
В местах, где размываются гравийно-песчаные грунты, можно
применять столбы из бетона марки 400—500, имеющего крупный
заполнитель из высокопрочных магматических пород.*
123
Верхние концы свай, оболочек и столбов следует заделывать
в. бетонируемую на месте плиту фундамента (выше слоя бетона,
уложенного подводным способом) или в железобетонную насадку
(ригель), как правило, не менее чем на две толщины ствола элемен-
та, а при толщине ствола более 0,6 м — не менее чем на 1,2 м4
Допускается заделка элементов в монолитной или сборной пли-
те на длине не менее 15 см при условии, что остальная часть за-
делки осуществляется с помощью выпусков стержней продольной
арматуры (без устройства отгибов и крюков) на длине, определяе-
мой расчетом, но не менее 20 диаметров стержня прй арматуре
периодического профиля и 40 диаметров стержня при гладкой ар-
матуре. .
Для составных свай, свай-оболочек и сборных насадок рекомен-
дуется использовать конструкции стыков, которые проверены в.
практике строительства фундаментов. Для не заполняемых бетоном
полых свай и оболочек следует использовать преимущественно свар-
ные или клееные стыки.
С плитами, бетонируемыми на месте строительства фундамен-
тов, или плитами сборно-монолитной конструкции сваи, столбы и
оболочки лучше всего соединять с помощью выпусков стержней
продольной арматуры. Для соединения этих элементов с плитами
из сборного железобетона целесообразно использовать преиму-
щественно стыки сварной конструкции. Болтовые соединения эле-
ментов фундаментов рекомендуется применять, как правило, в слу-
чаях, если болты воспринимают усилия сдвига, а не отрыва.
Напряжение в бетоне плиты от давления, передаваемого торцом
сваи (оболочки или столба), как правило, не должно превышать
более чем на 30% расчетное сопротивление бетона плиты (по нор-
мам для осевого сжатия по всей площади). Для выполнения этого-
требования в необходимых случаях допускается для плиты исполь-
зовать бетон более высокой марки. Если напряжения превышают
расчетное сопротивление бетона плиты, над верхним концом каж-
дой сваи следует укладывать одну (в случае превышения напря-
жениями на 15—20% расчетного сопротивления бетона плиты) или
две (при напряжениях, превышающих на 20—30% расчетное сопро-
тивление бетона) сетки из стержней диаметром 12 мм. Длина каж-
дой стороны сетки должна превышать на 0,5 м толщину ствола
элемента. Размеры ячеек сетки рекомендуется назначать от
10X10 см для свай до 15X15 см для оболочек и столбов. Нижнюю
(или одиночную) сетку следует располагать непосредственно над
торцом элемента, а верхнюю — на расстоянии 10—15 см от нижней.
Для восприятия растягивающих напряжений в бетоне столбов
их следует армировать каркасами, длина и мощность которых оп-
ределяются расчетом в зависимости от характера эпюры изгибаю-
щих моментов по высоте столбов.
В бурообсадных столбах с железобетонными оболочками, имею-
щими сварную конструкцию стыков в расчетах на действие изги-
бающих моментов, рекомендуется учитывать армирование оболо-
чек. Дополнительное армирование столбов каркасомщроизвод.чтся
124
в местах отсутствия железобетонных оболочек, а при недостаточ-
ной мощности армирования оболочек каркас размещают в их по-
лости.
Сваи, оболочки, столбы и плиты фундаментов мостов следует
проектировать, применяя, как правило, стержневую арматуру. Ре-
комендуются стержни диаметром не менее 16 мм, хомуты и спи-
ральная арматура не менее 8 мм. Полые сваи и оболочки центри-
фугированного изготовления допускается армировать продольными
стержнями диаметром 14 мм. Для элементов фундаментов других
сооружений диаметр продольной (рабочей) арматуры должен быть
не менее 8 мм для свай и 12 м для оболочек. Диаметр поперечной
п косвенной арматуры должен быть не менее 6 мм.
В качестве продольной арматуры столбов, бетонируемых под-
водным способом в грунтах и скальных породах; рекомендуется
использовать стержни диаметром не менее 26 м'м. Если скважины
пробурены с применением глинистого раствора, следует использо-
вать арматуру периодического профиля.
Применяемое по расчету армирование столбов, бетонируемых
подводным способом, должно удовлетворять следующим требова-
ниям: толщина защитного слоя бетона должна быть не менее 10 см;
расстояние между продольными стержнями и шаг спирали следует
принимать равным 15—20 см; для соединения продольных стерж-
ней со спиралью в местах взаимного пересечения следует исполь-
зовать контактную сварку (или вязальную проволоку), так как
дуговая сварка для этой цели не допускается; для обеспечения
поперечной жесткости арматурного каркаса с его наружной сторо-
ны на расстоянии 2—3 м друг от друга следует приваривать коль-
ца из стержней такого же диаметра, что и продольная арматура.
На нижних концах свай и свай-оболочек необходимо предусмат-
ривать устройство наконечников (см. § 1.2) для облегчения погру-
жения в грунт и предохранения от разрушения при встрече с пре-
пятствиями, при бурении скальных пород или устройстве уширений
с помощью взрывчатых веществ.
РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ И РАСЧЕТЫ СВАЙ
И ФУНДАМЕНТОВ
Глава 6
ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ НА НЕСУЩУЮ СПОСОБНОСТЬ
§ 6.1. Напряженное состояние грунта вокруг свай
и фундаментов
Любой фундамент должен обладать достаточной несущей спо-
собностью, для того чтобы воспринимать нагрузки от сооружения.
Различают несущую способность фундамента по условию прочно-
сти материала (по материалу) и по условию прочности грунта осно-
вания (по грунту).
Ниже кратко освещены факторы, оказывающие наиболее суще-
ственное влияние на несущую способность по грунту фундаментов
и одиночных свай, воспринимающих осевую сжимающую нагрузку.
В процессе принудительного заглубления каждая' свая закры-
тым нижним концом вначале снимает грунт в направлении ее по-
гружения, а затем отжимает (выжимает) в стороны, уплотняя его.
В результате этого вокруг сваи образуется зона грунта с повышен-
ной по сравнению с природной плотностью, а следовательно, с бо-
лее высокими напряжениями. 6 примерных размерах и форме
такой зоны, а также степени уплотнения грунта можно судить по
данным зондирования грунтового массива вокруг стальной сваи
диаметром 0,4 м с бетонной пробкой внутри, забитой в рыхлые
крупнозернистые пески на глубину 5,1 м. На рис. 6.1 показана гра-
ничная поверхность природной плотности песка и поверхности 2, 4,
8, в точках которых напряжения под зондом в 2, 4, 8 раз превышают
напряжения в песке природной плотности.
Вследствие большого отпора нижележащей толщи грунт из-под
острия погружаемой сваи отжимается по криволинейным поверх-
ностям в направлении меньшего сопротивления, а именно в стороны
и вверх. Под воздействием вытесняемого грунта искривляются (де-
планируются) поверхности слоев, прорезаемых сваей. Наибольшие
искривления наблюдаются вблизи верхнего, а наименьшие у. ниж-
него концов сваи (рис. 6.2, а).
Отмеченный характер депланации поверхности слоев вокруг
погружаемой сваи легко прослеживается в лотке с прозрачной
стенкой на модели грунтового массива с тонкими прослойками
мела. Используя метод «фотофиксацйи», в таком лотке выявляют
также траектории смещения частиц грунта (рис. 6.2,6).
В зависимости от направления и величины перемещения частиц
различают четыре характерные зоны деформации грунтового мас-
126
сива вокруг погружаемой сваи (см. рис. 6.2,6). Первая зона пред-
ставляет слой грунта толщиной 0,2—1 см, примыкающего непо-
средственно к боковой поверхности сваи. Характерной особенно-
стью этой зоны является переменная величина смещения частиц
грунта в направлении погружения сваи от максимума вблизи ее
поверхности до минимума на границе со второй зоной. По этой
границе происходит сдвиг сваи относительно грунта.
Во второй зоне частицы грунта, отжимаемые острием сваи (а
при плоском торце — конусом из сильно уплотненного грунта) сме-
щаются в сторону и вверх (см. рис. 6.2,6). Эта зона характерна
большими сдвигами частиц (пластического течения) грунта, сильно
нарушенного острием сваи. В третьей зоне грунт уплотняется в
результате.смещения частиц в радиальном направлении (см. рис.
6.2,6). Четвертая зона является областью упругих деформаций
грунта.
Размеры и очертания характерных зон уплотнения могут суще-
ственно изменяться в зависимости от свойств грунтов, формы, се-
чения и длины сваи, способа заглубления ее в грунт, а также про-
должительности перерыва между окончанием погружения сваи и
передачей на нее внешней нагрузки. С повышением природной плот-
ности грунтов увеличиваются размеры характерных зон.
Вокруг полых свай и оболочек, погруженных с выемкой грунта,
сохраняется плотность трунтов, близкая к природной. Поэтому ха-
рактерные зоны имеют значительно меньшие размеры -по сравне-
нию со сваями, погруженными с закрытым концом.
Рис. 6.1. Масштабная схе-
ма зон уплотнения рых-
лого песка вокруг
сваи
Рис. 6.2. Характер ' де-
формации грунта вокруг
сваи, погружаемой
в грунт
Рис. 6.3. Характер на-
пряженного состояния
грунта вокруг нагружен-
ной сваи
127
Рис. 6.4. Характер изменения сжима-
ющих усилий по длине погруженной
висячей сваи с увеличением внешней
нагрузки:
1—3 — кривые изменения усилий
Воздействующая на сваю
(внешняя) осевая сжимающая
нагрузка передается на окружаю-
щий массив грунта по поверхно-
стям давления (рис. 6.3, а), кото-
рые являются поверхностями
главных нормальных напряжений.
Форма и размеры этих поверхно-
стей зависят, от свойств грунтов,
сечения, длины и способа погру-
жения сваи.
Нагруженная свая оказывает
давление на окружающий ее мас-
сив грунта, в каждой точке кото-
рого из-за этого возникают, кро-
ме активных, равные по величине,
но противоположные по знаку ре-
активные напряжения (сопротив-
ления) грунта: нормальные оо в
уровне низа сваи, нормальные
(обжимающие) Об и касательные
т на ее боковой поверхности (рис.
6.3, б). Этот массив называют зоной активного давления нагружен-.
ной сваи на грунт или сокращенно активной зоной.
Экспериментальными исследованиями выявлено, что касатель-
ные силы сопротивления (силы трения) грунта включаются в рабо-
ту при смещении (осадке) сваи на несколько миллиметров. При
осадке верха сваи на 0,5—2 см происходит ее сдвиг относительно
грунта и как следствие этого срыв сил трения. При этом величина
сил трения несвязных грунтов о сваю после срыва почти не изме-
няется, связных уменьшается на 10—20%, а в ряде случаев и
больше.
По мере увеличения нагрузки Р на сваю вначале включается в
работу боковая поверхность, а затем — нижний конец сваи. До
приложения внешней нагрузки свая находится в сжатом состоянии
от воздействия остаточных (после прекращения ее принудительно-
го заглубления) нормальных и касательных сил сопротивления
грунта (рис. 6.4). С возрастанием внешней нагрузки увеличивается
сжимающее усилие в верхней и нижней частях сваи и включаются
в работу (положительные) силы трения грунта о ее боковую по-
верхность (см. рис. 6.4).
Рассмотренные закономерности относятся к напряженному со-
стоянию грунта вокруг одиночной сваи. Но фундаменты сооруже-
ний представляют группы (кусты) свай, объединенных плитой.
Чтобы уменьшить размеры плиты, сваи размещают на сближенных
расстояниях так, чтобы существенно не снижать их несущей спо-
собности. Экспериментами установлено, что сваи лучше размещать
на расстояниях, при которых эпюры нормальных давлений в уров-
не нижнего конца свай взаимно соприкасаются, не пересекаясь
1.28
Рис. 6.5. Эпюры сжимающих напряжений в уровне низа свай в зависимости от
их взаимного положения
Рис. 6.6. Влияние ширины фунда-
мента на размеры активной зоны
и характер распределения напря-
жений в ней:
1 — напряжения в грунте, составляю-
щие более 75% от напряжений в уров-
не подошвы nWiTbi фундамента мелко-
го заложения; 2 — то же, от 50 до 75%;
3 — от 25 до 50%; 4— менее 25%
Рис. 6.7. Изменение характера
эпюр сил трения т грунтов о боко-
вую поверхность свай с
разной глубиной
погружения h
5—2940
(рис. 6.5, а). Однако выполнение этого условия связано с необхо-
димостью значительного увеличения размеров плиты. Поэтому
наиболее часто вертикальные сваи в фундаментах размещают на
уменьшенных расстояниях (рис. 6.5, б), при которых эпюры нормаль-
ных напряжений накладываются, что приводит к суммированию
давлений, а следовательно, к увеличению осадки куста свай. При
наклонных сваях (рис. 6.5, в) их верхние концы можно располо-
жить на расстояниях, минимально допустимых по условиям произ-
водства работ, а нижние — на расстояниях, исключающих возмож-
ность суммирования давлений.
В грунтовом массиве, окружающем свайные фундаменты, раз-
меры активной зоны будут пропорциональны количеству рядов свай
(рис. 6.6), аналогично фундаментам мелкого заложения, для кото-
рых размеры этой зоны будут пропорциональны ширине их по-
дошвы. При равных нагрузках на каждую из свай двух фундамен-
тов осадка первого (рис. 6.6, а) в однородном по глубине массива
грунте будет примерно в 2—3 раза меньше, чем второго (рис. 6.6,6).
Объясняется это влиянием большей по размерам активной зоны
второго фундамента, в пределах которой грунт подвержен воздей-
ствию сжимающих напряжений.
§ 6.2. Особенности конструкции свай и фундаментов
Несущая способность свай любого типа складывается из каса-
тельных сил сопротивления грунта, действующих вдоль боковой
поверхности, и нормальных сил — под нижним концом (острием)
свай.
Для свай-стоек, опирающихся на практически несжимаемые
скальные породы, крупнообломочные отложения, плотные пески или
твердые связные грунты, почти отсутствуют осадки основания и
поэтому почти не проявляются силы трения грунтов о боковую
поверхность таких свай. Незначительные смещения верхней части
свай-стоек за счет их упругой деформации приводят к появлению
сил трения грунтов в пределах верхних слоев. Однако эти силы в
общем балансе несущей способности свай-стоек составляют неболь-
шую величину и поэтому, как правило, не учитываются в расчетах
на действие вертикальных нагрузок.
На величину и характер распределения сил трения грунтов
вдоль боковой поверхности висячих свай, кроме свойств грунтов,
существенно влияют величина заглубления, размеры и форма по-
перечного сечения свай, способ их погружения. В связи с тем что
после прекращения забивки на сваю продолжают действовать реак-
тивное сопротивление грунта под ее острием и вдоль боковой по-
верхности нижней части, эпюра сил трения имеет сложное очерта-
ние. Однако после приложения к свае внешней нагрузки силы тре-
ния распределяются вдоль сваи по параболической ^пюре. При
этом чем глубже погружена свая, тем ближе к острию смещается
максимальная ордината эпюры сил трения (рис. 6.7). Объясняется
130
это влиянием остаточных напряжений в грунте, отжатом низом сваи
(см. рис. 6.2, б).
Для оболочек и столбов, заглубляемых с выемкой грунта, наи-
большая ордината эпюры сил трения располагается вблизи нижней
части этих элементов независимо от глубины их в грунте.
Ориентировочно значение ординат эпюры сил трения грунтов о
боковую поверхность сваи f при действии на нее осевой сжимаю-
щей нагрузки может быть определено по формуле
f = ск\ + 7^с tg (6.1)
1 — Р*
где с — удельное сцепление грунта, тс/м3; — коэффициент,
учитывающий изменение сил сцепления грунта во времени (изме-
няется в диапазоне 1—3 в зависимости от свойств грунтов); ц—
коэффициент Пуассона; у — объемный вес грунта, тс/м3; hc — глу-
бина залегания рассматриваемого слоя грунта, м; ф— угол внут-
реннего трения грунта рассматриваемого слоя; к2—коэффициент,
учитывающий влияние способа заглубления свай (принимается
равным 1 для свай, погружаемых с предварительной или периоди-
ческой выемкой грунта, и 1<Я2<2— для свай, погружаемых с за-
крытым концом в зависимости от способа заглубления, размеров
поперечного сечения и длины свай).
В СНиП П-Б.5-67* нормативные значения сил трения о боко-
вую поверхность свай, забиваемых в разные грунты на глубину до
35 м, приняты в диапазоне от 0,2 до 10 тс/м2. Эти величины получе-
ны в результате обобщения большого количества испытаний свай
статической нагрузкой в разных геологических условиях. Посколь-
ку испытания проводили вскоре после забивки свай, то были полу-
чены предельные значения сил трения грунтов непосредственно о
боковую поверхность свай, а в более слабых грунтах — для случаев
сдвига по грунту.
Между тем при испытаниях буровых свай и столбов иногда по-
лучают величины сил трения большие, чем приведены в СНиПе.
Объясняется это влиянием значительных неровностей боковой по-
верхности буровых свай и столбов, вследствие чего их сдвиг проис-
ходит непосредственно по прочному грунту.
Исследованиями, связанными с выявлением влияния изменения
диаметра свай на удельную величину сил трения, установлено, что
предельные значения этих сил в песках возрастают до 4 раз при
изменении диаметра сваи от 11 до 53 см. Значительный диапазон
величин сил трения объясняется различием в степени уплотнения
песка на контакте с боковой поверхностью забитых свай и как
следствие этого большой разницей в нормальных давлениях на
сваю, которые оказывают решающее влияние на силы трения
грунта.
В связных грунтах изменение диаметра забивных свай почти
не сказывается на величинах сил трений. Объясняется это тем, что
для таких грунтов преобладающее влияние на силы сопротивления
сдвигу оказывает внутреннее сцепление, значение которого не за-
5*
131
висит от изменений нормального давления. Для оболочек разных
диаметров, погружаемых с выемкой грунта, силы трения измени-
ются несущественно.
Сдвиг принудительно погруженных свай таврового, двутавро-
вого или крестового сечения происходит в большинстве случаев по
объемлющей поверхности наименьшего сопротивления. В отдель-
ных случаях, например в плотных связных грунтах, возможен сдвиг
по контакту со всей боковой поверхностью свай.
В процессе заглубления открытых снизу свай в их полости обра-
зуется грунтовое ядро (пробка) вследствие трения грунта о внут-
реннюю боковую поверхность сваи.
Экспериментальными исследованиями установлено, что высота
ядра в свае зависит от свойств грунта, диаметра сваи, типа ножа,
толщины стенки и способа погружения. Наибольшая высота ядра
наблюдается в сваях, заглубляемых в слабые грунты — при любой
толщине стенки, а в грунтах средней плотности — при толщине
стенки до 0,05 диаметра сваи. С увеличением толщины стенки рез-
ко возрастает сопротивление погружению сваи, и поэтому (при про-
чих равных условиях) уменьшается высота ядра.
При одинаковых грунтовых условиях ядро наименьшей высоты
образуется в сваях с ножом, наклонная грань которого расположе-
на изнутри, ядро наибольшей высоты — при ножах с наклонной
гранью, обращенной во внешнюю сторону сваи.
Ядро достаточной высоты из плотных и средней плотности не-
связных, твердых, полутвердых и тугопластичных связных грунтов
может воспринимать нагрузку аналогично закрытому концу сваи.
В этом случае необходимую для передачи расчетной нагрузки вы-
соту ядра следует устанавливать на основании результатов стати-
ческих испытаний свай в конкретных местных условиях. Известные
предложения ряда исследователей позволяют только приближенно
оценить необходимую высоту ядра, поскольку не учитывают ряда
важных факторов, а именно способа заглубления сваи, формы ножа,
толщины стен и пр.
Отечественными и зарубежными исследованиями выявлено, что
на величину удельной предельной несущей способности свай ока-
зывает влияние размер их поперечного сечения. Предельное давле-
ние q на сваи, погруженные в несвязные грунты, уменьшается с
увеличением диаметра сваи. По данным опытов Ж. Керизедя,
разница между величинами предельного давления наименьшая
для свай в рыхлых песках и наибольшая — в плотных песках
(рис. 6.8).
Влияние размеров поперечного сечения сваи на изменение пре-
дельного давления при прочих равных условиях называют мас-
штабным фактором (эффектом). С уменьшением угла внутреннего
трения грунтов влияние масштабного фактора уменьшается. В гли-
нистых грунтах это явление почти не наблюдается.
В связи с наличием масштабного фактора экспериментальные
исследования несущей способности свай в несвязных грунтах начи-
нают с выявления минимального размера поперечного сечения мо-
132
Рис. 6.8. Изменения удельного давления q на сваи в зависимости от их диаметра
и бокового давления грунта do:
а—в плотных; б — средней плотности; в — рыхлых песках;
/ — для свай <7=150 см; 2 — <7=100 см; 3— <7=60 см; 4— <7=30 см; 5 — <7=4,5 см
делей, при использовании которых могут быть получены достовер-
ные результаты моделирования.
На величину предельного сопротивления грунтов вдавливанию
острия сваи, кроме свойств грунтов, большое влияние оказывает
относительное заглубление (отношение заглубления сваи к линей-
ному размеру ее поперечного сечения) и способ погружения.
Величина предельного сопротивления грунта оПр под острием
погруженной сваи может быть определена по формуле, приведен-
ной в общем виде
/ h \
аПр = + Л/J —I лг2, (6.2)
где у — объемный вес грунта, тс/м3; d — диаметр или линейный
размер поперечного сечения сваи, м; h — заглубление сваи в грунт,
м; с — внутреннее сцепление грунта, тс/м2; Лс, Ad и Ah — коэффи-
циенты, отражающие влияние на несущую способность внутреннего
сцепления, трения грунтов и размеров сваи; К\ и к2— коэффициен-
ты, учитывающие соответственно изменение сил сцепления во вре-
мени и влияние способа заглубления свай (см. формулу 6.1).
В связи с различием исходных предпосылок, принятых разными
исследователями при выводе формул несущей способности свай,
вычисленные значения оПр могут существенно различаться для од-
них и тех же грунтовых условий.
В СНиП П-Б.5-67 * значение нормативных сопротивлений грун-
тов под острием забивных свай принято не по характеристикам
механических свойств, а по их физическим показателям на основа-
нии обобщения большого количества результатов испытаний свай в
натурных условиях.
Высокие значения предельных сопротивлений оПр являются
следствием существенного уплотнения грунтов под острием забив-
ных свай. Так, например, если принять предельное сопротивление
133
Рис. 6.9. Зависимость осадки S от на-
грузки Р оболочек, погруженных в
пески:
1 — с закрытым нижним концом; 2 — с от-
крытым нижним концом, но без удаления
грунта из полости оболочки; 3 — то же, с
оставлением грунтового ядра; 4 — то же,
с удалением грунта до уровня ножа
крупного песка в основании
массивного фундамента, за-
глубленного на 10 м за едини-
цу, то сопротивление забитой
на ту же глубину сваи будет в
5—6 раз больше, а оболочки,
погруженной с выемкой грунта
до уровня ее ножа, будет выше
только в 1,2—1,5 раза, главным
образом за счет большего отно-
сительного заглубления по
сравнению с массивным фунда-
ментом.
В практике строительства
фундаментов встречаются три
наиболее характерных случая
заглубления оболочек с откры-
тым нижним концом: без уда-
ления грунта из полости, с ос-
тавлением грунтового ядра в
нижней части оболочки, с уда-
лением грунта до уровня ножа
оболочки. В соответствии с
этим изменяется плотность
грунтов и как следствие их не-
сущая способность (рис. 6.9).
Отмеченные закономерности справедливы для одиночных обо-
лочек и свай, расположенных вне пределов фундамента.
Для висячих свай, являющихся элементами фундаментов, усло-
вия работы существенно отличаются. Наличие жесткой плиты,
объединяющей верхние концы свай и грунта в межсвайном про-
странстве, обеспечивает неизменяемость конструкции при действии
на нее расчетных нагрузок. Поэтому свайный фундамент условно
можно рассматривать как массивный глубокого заложения, пере-
дающий нагрузку на грунт через подошву и боковую поверхность.
Правомерность такого допущения подтверждена многими исследо-
ваниями, результаты которых показывают, что при равных средних
удельных давлениях на грунт в уровне низа свай для свайного и
подошвы массивного фундаментов осадки будут примерно равными
при условии, что размеры фундаментов в плане и величины заглуб-
ления в одни и те же грунты будут одинаковыми.
Общность характера взаимодействия с грунтом массивного и
свайного фундаментов может быть прослежена в экспериментах с
фундаментами, в которых призматические забивные сваи постепен-
но сближают вплоть до момента соприкасания их граней. По мере
уменьшения расстояний в свету между сваями повышается степень
уплотнения грунта в межсвайном пространстве, вследствие чего он,
заклинившись силами трения о боковую поверхность свай, пере-
мещается с ними как одно целое.
134
Несмотря на отмеченную общность массивных и свайных фун-
даментов, между ними имеется коренное различие, обусловленное
особенностями передачи нагрузки на грунт через сваи и фундамент-
ную плиту. Чем меньше относительное расстояние между принуди-
тельно погруженными сваями, тем более высокие по сравнению с
природными нормальные напряжения будут обжимать боковую
поверхность сваи. Из-за этого существенно увеличатся силы тре-
ния, а следовательно, и несущая способность каждой отдельно
испытанной висячей сваи РСр фундамента будет выше, чем для та-
кой же одиночной сваи Ро, испытанной вне фундамента (рис. 6.10),
Рср
т. е. отношение — >1. Величина этого отношения в общем случае
Ро
зависит от механических свойств грунтов, относительного расстоя-
ния между сваями — , относительной глубины погружения свай
d
в грунт — , количества свай в фундаменте и его размеров в пла-
d
^ср
не. Отношение — снижается с уменьшением прочности грун-
Ро
тов и относительной глубины погружения свай. Для однорядных
фундаментов это отношение меньше, чем для двух и многорядных
фундаментов. В текучих связных грунтах перечисленные факторы
Лр 1
почти не оказывают влияния, т. е. —«1; в текучепластичных
Ро
и мягкопластичных грунтах влияние отмеченных факторов сказы-
вается при забивке свай на расстояния (2-4-4) d.
На основании исследований выявлено, что в фундаментах с
жесткой плитой наиболее нагруженными от действия осевой сжи-
мающей силы являются сваи, расположенные в углах фундамента,
а наименее нагружены — в его центре. Степень неравномерности за-
гружения возрастает по мере приближения нагрузки к предельному
значению, а также с увеличением количества свай. Так, например,
в квадратном фундаменте из 25 свай, расположенных на расстоя-
ниях 2d, давление на угловую сваю в предельном состоянии фун-
дамента превышает на 20—30% вычисленное среднее значение
несущей способности сваи РСр (как отношение предельной несущей
способности фундамента к числу свай в нем), а для центральной
сваи — на 40—50% ниже значения РСр. В фундаменте из девяти
свай давление на угловую сваю равно (1,1—1,2) РСр, а на централь-
ную (0,8—0,9)РСр.
С увеличением расстояний между сваями повышается степень
использования их несущей способности, характеризуемая отноше-
р
нием —* (рис. 6.11). Наиболее полно используется несущая спо-
Ро
собность по грунту висячих свай, размещаемых в плане таким
образом, чтобы их активные зоны соприкасались, не пересекаясь
(см. рис. 6.5, а и в). Из этого следует, что расстояния между сваями
необходимо назначать в зависимости от механических свойств грун-
135
Рис. 6.10. Зависимость соотноше-
ния несущих способностей свай,
испытанных в фундаменте и вне
Лр
его — , от расстояния между
° b
сваями в фундаменте —:
d
/—для слабых грунтов; 2 — для грун-
тов средней прочности
Рис. 6.11. Зависимость соотноше-
ния несущих способностей сваи
фундамента и сваи, испытанной
вне фундамента ", от расстоя-
•* о
ния между сваями в фундаменте
b
~d'
/ — для слабых грунтов; 2 — для грун-
тов средней прочности
тов, величины относительного за-
глубления свай, количества и ха-
рактера расположения их в фун-
даменте. Некоторые исследовате-
ли рекомендуют размещать сваи
на расстояниях, равных 0,08—0,1
глубины погружения свай, но не
менее 3d.
Поскольку фундаменты соору-
жений разного назначения, в том
числе мостов, состоят из большо-
го количества свай, расположен-
ных в несколько рядов, то для оп-
тимального размещения свай, осо-
бенно вертикальных, потребова-
лось бы намного увеличивать раз-
меры и мощность армирования
фундаментных плит. Чтобы этого
не делать, в отечественном и за-
рубежном фундаментостроении
сваи размещают на расстояниях
3d, при которых обеспечивается
возможность их принудительного
погружения в разные грунты.
Рассмотренные выше особен-
ности работы свай относятся к
фундаментам с плитой, располо-
женной над грунтом. Если плита
фундамента заглублена в грунт,
то она наряду со сваями воспри-
нимает часть нагрузки. В зависи-
мости от свойств грунтов, коли-
чества и характера размещения
свай в фундаменте, расстояния
между ними и некоторых других
факторов на плиту может переда-
ваться до 50% предельной на-
грузки на фундамент.
Доля участия плиты возрастает с увеличением расстояния меж-
ду сваями. При расстояниях между сваями 3d плита воспринимает
5—10% нагрузки на фундамент.
Плита включается в работу при осадках 2—5 мм. Давление на
грунт плиты постепенно возрастает и достигает максимума при ее
осадках 5—10 мм. При дальнейшей осадке фундамента давление
плиты увеличивается незначительно. Это можно объяснить тем, что
после некоторого уплотнения грунта дальнейшая осадка свай и
грунта происходит совместно, т. е. сваи и зажатый между ними
грунт работают как единый массив, т. е. массивный фундамент глу-
бокого заложения.
136
Плиту допускается учитывать в работе фундаментов сооруже-
ний, возводимых на суше в случаях, обеспечивающих плотное со-
прикасание подошвы плиты с однородными по глубине песчаными
или тугопластичными связными грунтами.
Поскольку для подавляющего большинства фундаментов глу-
бокого заложения выпор грунта из-под их подошвы не может про-
исходить, то в настоящее время исследования направлены на раз-
работку более прогрессивных методов расчета таких фундаментов
по предельным деформациям грунтового основания. Применитель-
но к фундаментам из висячих свай это означает необходимость раз-
работки метода определения нагрузки на фундамент, соответствую-
щей предельно допустимой его деформации (осадки и крена) с
проверкой несущей способности свай по грунту.
§ 6.3. Особенности заглубления свай в грунт
Способ заглубления оказывает решающее влияние на несущую
способность свай разных типов.
От воздействия вибрации несвязные грунты, особенно рыхлые,
заметно уплотняются и несущая способность свай повышается по
сравнению с забивкой их молотами (рис. 6.12, а). Несущая способ-
ность свай в плотных глинистых грунтах от воздействия вибрации
снижается в результате разуплотнения грунтов вдоль боковой по-
верхности и под острием свай (рис. 6.12,5). Поэтому в таких грун-
тах сваи после вибропогружения иногда добивают до получения
расчетного отказа.
В ряде случаев приходится добивать сваи, погруженные с за-
крытым нижним концом сквозь переслаивающуюся толщу грунтов.
Необходимость добивки обусловлена тем, что отжимаемый погру-
жаемыми сваями грунт при смещении его вверх (см. рис. 6.2,5)
приподнимает соседние ранее забитые сваи на 1—10 см, а иногда
и больше. Подобное явление может происходить при забивке боль-
шого количества свай длиной до 15 м в процессе сооружения мно-
горядных фундаментов.
Наиболее вероятно приподнятие свай в случаях нарушения по-
следовательности забивки свай, например в направлении от пери-
ферийных участков к центру фундамента.
Неприятность отмеченного явления заключается в том, что каж-
дая из свай (из-за многих причин) будет приподнята на разную
величину и после их объединения жесткой плитой часть из них
будет работать с перегрузкой, а часть — останется недогруженной.
Это может привести к перекосу фундамента. Если такое явление
происходит со сваями-стойками, опираемыми на скальные породы,
то в результате перегрузки могут быть разрушены острие свай или
они сами.
Чтобы уменьшить вероятность приподнятия свай, их необходи-
мо погружать в последовательности, исключающей возможность
существенного повышения плотности грунтов сверх допустимой.
Если сваи погружают с интенсивным подмывом, то приподнятия
137
Рис. 6.12. Зависимость осадки
от нагрузки свай, погруженных*.
а — в песчаный грунт; б — в глини-
стый грунт;
1 — вибропогружателем; 2 — моло-
том
Рис. 6.13. Зависимость осадки
от нагрузки погруженных свай:
1 — добитой до расчетного отказа
после прекращения подмыва; 2 —
оставленной без добивки
их не происходит, поскольку грунт
вдоль боковой поверхности и под
острием свай разуплотняется. Во-
круг одной подмывной трубки грунт
может разуплотняться в радиусе
0,5—0,7 м.
Чтобы подобное разуплотнение
грунта не привело к большому сни-
жению несущей способности фунда-
мента (рис. 6.13), каждую погру-
жаемую с подмывом сваю добивают
до расчетного отказа. Добивку про-
изводят при отключенном подмыве.
В этом случае острие сваи углубля-
ется в ненарушенную подмывом
толщу грунта, а силы трения песков
частично восстанавливаются под
воздействием погружающего меха-
низма. В плотных глинистых грунтах
нарушенное подмывом трение может
восстановиться только в течение ря-
да лет.
В процессе заглубления оболочек
с открытым нижним концом и при
устройстве скважин происходит раз-
уплотнение грунта вблизи обнажае-
мых поверхностей (основания и бо-
ковой поверхности скважин), кото-
рое устраняется под воздействием
давления бетонной смеси, уклады-
ваемой в полость оболочек или сква-
жины. Поскольку давление бетон-
ной смеси превышает вес удаленно-
го грунта, а бетонирование, как пра-
вило, заканчивают до начала схва-
тывания смеси (в пределах толщи
грунтов при температуре ниже
10° С), то природная плотность
грунтов в основании оболочки и во-
круг скважины почти восстанавли-
вается.
Если природная плотность (и за-
висящая от нее несущая способ-
ность несвязных, твердых и полу-
твердых связных грунтов) восста-
навливается сравнительно скоро — в
период заглубления оболочек или столбов, то несущая способность
остальных связных грунтов восстанавливается медленно после их
разупрочнения, наступающего в результате погружения свай.
138
§ 6.4. Некоторые природные факторы
Характерной особенностью многих связных грунтов является
способность частично или полностью восстанавливать прочность,
спустя некоторое время после разупрочнения, наступающего в ре-
зультате механических воздействий (перемятия или вибрации).
Разупрочнение грунта наступает вследствие нарушения структур-
ных связей между его частицами и может проявляться как в виде
разжижения (полной потери прочности), так и в виде некоторого
размягчения (частичного снижения прочности).
Упрочнение связного грунта, начинающееся по прекращении
внешнего воздействия, обусловлено развитием в грунте новых струк-
турных связей (вместо разрушенных) как в результате увеличения
их количества в единице объема, так и вследствие упрочнения каж-
дой из них. Такое упрочнение, называемое тиксотропным (харак-
терное для каждого связного грунта), происходит в течение неко-
торого периода, продолжительность которого зависит от содержа-
ния глинистых частиц в грунте, их минерального состава и степени
влажности грунта.
Тиксотропные изменения могут происходить только при наличии
в грунтах свыше 1,5—2% глинистых частиц размером мельче
0,005 мм, которые связывают более крупные частицы в скелет (кар-
кас) грунта. В несвязных грунтах тиксотропные изменения не про-
являются именно из-за отсутствия глинистых частиц.
Способность глинистых грунтов к тиксотропным изменениям во
многом предопределяется особенностями связей воды с грунтовы-
ми частицами. В зависимости от характера этих связей содержа-
щаяся в грунтах вода находится в физически и химически связан-
ном состоянии, а кроме того, и в свободном — в виде жидкости,
пара или льда.
Наблюдениями установлено, что размягчение и разжижение
связных грунтов происходит в зоне нарушения структурных связей
при наличии свободной воды. Если ее нет, то в процессе разрушения
структурных связей грунта физически связанная вода трансформи-
руется в свободную. Это явление хорошо наблюдается при вибро-
погружении свай, шпунта, оболочек в тугопластичные и полутвер-
дые глины.
Чем больше свободной воды в зоне деформации грунта, тем лег-
че нарушаются структурные связи в процессе погружения свай,
способствуя облегчению их заглубления. В свою очередь, чем боль-
ше нарушено связей, тем ниже сопротивление сдвигу грунтов, а
следовательно, их несущая способность. Поэтому наиболее низкой
несущей способностью обладают сваи, погруженные в текучие, а
также текучепластичные связные грунты.
По окончании погружения свай происходят сложные процессы
по восстановлению нарушенной структуры (в первую очередь, тик-
сотропному упрочнению) грунта вокруг каждой сваи, в результате
чего увеличиваются силы трения грунта о боковую поверхность
свай и как следствие этого возрастает их несущая способность. Это
139
явление называют эффектом «засасывания» свай. Промежуток вре-
мени между окончанием заглубления свай и началом существенно-
го затухания процесса упрочнения нарушенных грунтов именуют
«отдыхом» свай. Впервые на эффект засасывания свай обратили
внимание в 1898 г. на строительстве порта в г. Геттеборге (Швеция)
при испытании свай пробной нагрузкой, спустя две-три недели
после их погружения. Тогда был отмечен существенный прирост
несущей способности за время, прошедшее после окончания за-
бивки свай.
В дальнейшем в результате проведения исследований, а также
испытаний свай в полевых условиях установили, что в зависимости
от свойств грунтов значительное увеличение несущей способности
наблюдается в течение 6—80 сут с момента прекращения погруже-
ния свай. Затем интенсивность нарастания сопротивления свай
замедляется и по истечении некоторого времени практически пре-
кращается. В супесях это явление продолжается 6—10 сут, суглин-
ках— 8—30, глинах 10—50, илах 30—80 сут. Чем больше глини-
стых частиц в грунте и выше его степень водонасыщения, тем про-
должительнее период существенного засасывания свай, а следова-
тельно, увеличения их несущей способности.
За время интенсивного нарастания несущая способность свай
увеличивается в среднем от 0,5 до 2,5 в супесях, от 0,8 до 4 в су-
глинках и глинах, до 6 раз и более в илах. Спустя год-два, иногда
и больше, несущая способность увеличивается дополнительно на
10—30%. Прирост 20—30% отмечается в грунтах текучепластич-
ной и текучей консистенции.
Для мягкопластичных и тугопластичных грунтов это увеличение
составляет 10—20%.
Наблюдениями установлено, что начальное сопротивление оди-
наковых по размерам свай сразу после окончания их погружения
в одни и те же слабые связные грунты одним способом, например
забивкой, может существенно различаться. Однако спустя несколь-
ко часов, разброс значений несущей способности уменьшается.
Поэтому динамические испытания по определению начального со-
противления свай в таких грунтах проводят не ранее чем через
3—5 ч после окончания погружения свай.
Различие в способе погружения свай в тугопластичные и полу-
твердые грунты оказывает заметное влияние на их несущую спо-
собность в течение длительного времени, затем эта разница посте-
пенно исчезает. Наименьшая несущая способность наблюдается у
свай, заглубленных вибропогружателями, наиболее высокая — у
погруженных способом задавливания свай. Забитые молотами сваи
обладают промежуточным значением несущей способности. Если
сваи погружают разными способами в текучие и текучепластичные
грунты, то различие в величине сопротивления исчезает значитель-
но быстрее, чем это наблюдается в более плотных грунтах.
По мере засасывания величина сил трения одного и того же
грунта о боковую поверхность свай равного поперечного сечения
становится в меньшей степени зависящей от их материала. Но по-
140
скольку висячие сваи с гладкой поверхностью, например стальные,
имеют более низкую несущую способность в момент окончания их
погружения, то относительное упрочнение грунта вокруг таких свай
-будет больше, чем деревянных или железобетонных, имеющих ше-
роховатую поверхность и благодаря этому более высокую началь-
ную несущую способность.
С увеличением размеров поперечного сечения свай, забитых в
грунты тугопластичной или полутвердой консистенции, относитель-
ный прирост несущей способности уменьшается. Объясняется это
тем, что в период забивки свай увеличенного сечения повышается
•степень уплотнения грунта на контакте с их боковой поверхностью,
а следовательно, и возрастают силы трения в большей степени, чем
это наблюдается при заглублении свай малого поперечного сече-
ния. В грунтах текучей и текучепластичной консистенции отсутст-
вует существенное уплотнение грунтов вблизи забиваемых свай,
поэтому удельные силы трения и связанное с ними упрочнение свай
почти не зависят от размеров их поперечного сечения (в диапазоне
ют 0,3 до 0,8 м). Вследствие этого размер сечения свай в этих грун-
тах не оказывает заметного влияния на изменение прироста их не-
сущей способности.
Характерной особенностью эффекта засасывания свай является
необратимость его во времени независимо от того, нагружены они
или нет.
Так, например, из пяти одинаковых свай три подвергались в те-
чение 6 мес воздействию нагрузки от крана, а две оставались неза-
груженными. После контрольной добивки для всех свай получили
равные отказы, т. е. одинаковую несущую способность независимо
ют наличия нагрузки. Представляют интерес данные А. В. Патале-
ева о динамических испытаниях свай, проведенных в 1934 г. при ре-
конструкции моста через р. Неву. Было установлено, что несущая
способность свай, забитых в 1828 г., за 106 последующих лет, уве-
личилась в 2,5 раза, а испытанных после шестидневного отдыха —
в 1,75 раза.
Приведенные примеры подтверждают необратимость эффекта
засасывания свай, находящихся длительное время под воздействием
статической вертикальной нагрузки, а также независимость заса-
сывания их от того, нагружены они или нет.
Таким образом, на основании ознакомления с опубликованными
сведениями можно считать, что решающее влияние на удельную
несущую способность свай в период эксплуатации сооружений ока-
зывают физико-механические свойства грунтов (с коэффициентом
консистенции 0,5 и более) и мало влияют способ заглубления, раз-
меры поперечного сечения, материал свай и характер их нагру-
жения.
Следует обратить внимание на то, что полученные выводы спра-
ведливы только для случаев статического нагружения свай. При
динамическом загружении на степень засасывания и его сохран-
ность решающее влияние будет оказывать продолжительность дей-
ствия нагрузки, ее величина, амплитуда и частота колебаний. Из-за
141
отсутствия исследований по динамическому нагружению свай нель-
зя сказать что-либо определенное о возможности и степени за-
сасывания свай, подвергающихся воздействию динамических на-
грузок.
На основе анализа имеющихся ограниченных материалов ис-
следований по упрочнению связных грунтов во времени можно сде-
лать выводы о том, что величина прироста несущей способности
зависит от ряда факторов, влияющих по-разному на процесс заса-
сывания свай.
Установить достоверно закономерности влияния каждого из
факторов в настоящее время не представляется возможным из-за
сложности протекающих процессов, а также недостаточного коли-
чества экспериментальных исследований.
Предложенные некоторыми исследователями зависимости для
оценки величины прироста сопротивления свай от продолжитель-
ности процесса упрочнения грунтов разработаны на основе обобще-
ния ограниченного количества экспериментов и поэтому не могут
быть рекомендованы для широкого использования в фундаменто-
строении.
Из-за множества факторов, по-разному влияющих на увеличе-
ние несущей способности, ее следует определять, как правило, на
основании результатов статических испытаний свай в конкретных
местных условиях или по действующим региональным нормам, со-
ставленным на основе материалов испытаний большого количества
свай. Такие нормы более правильно отражают несущую способ-
ность свай.
По региональным нормам для ленинградских глин нормативные
сопротивления трения по боковой поверхности свай в 1,5—2 раза
превышают аналогичные значения, приведенные в СНиП П-Б.5-67*
для глин с коэффициентом консистенции в диапазоне от 0,3
до 0,7.
Для фундаментов ответственных сооружений увеличение несу-
щей способности свай во времени можно практически реализовать
после экспериментального подтверждения необратимости процесса
засасывания свай в течение всего периода эксплуатации сооруже-
ний в условиях воздействия разных неблагоприятных факторов, в.
том числе воздействия на фундаменты динамических нагрузок
(вибрационных и сейсмических сил); изменения влажности грун-
тов; кустового эффекта свайных фундаментов и пр. Что касается
мостов, то их фундаменты проектируют, как правило, в виде кус-
тов, состоящих из большого количества свай. В соответствии с
указаниями действующих нормативных документов такие фунда-
менты надлежит проверять на прочность грунтов в уровне нижнего*
конца свай, а также определять осадку. Ни первая, ни вторая про-
верки не всегда дадут положительный результат, если низ свай
будет находиться в толще сильносжимаемых слабых грунтов. По-
этому для мостов фундаменты конструируют из элементов, проре-
зающих толщу слабых грунтов и опирающихся, как правило, на
малосжимаемые грунты.
142
Однако в этом случае при естественном уплотнении сильносжи-
маемых грунтов они будут «зависать» на сваях, создавая дополни-
тельную нагрузку, что необходимо учитывать в расчетах несущей
•способности фундаментов.
Все нескальные грунты в условиях естественного залегания с
течением времени уплотняются (обжимаются) под воздействием
силы тяжести и давления разного рода подсыпок и насыпей, тик-
сотропных изменений и других факторов.
По мере обжатия происходит осадка грунтов, которые, будучи
связаны силами трения и сцепления с боковой поверхностью за-
глубленных свай (оболочек и столбов), вынуждают их смещаться
вниз. Однако из-за наличия менее сжимаемых грунтов под нижним
концом свай их осадка будет меньше величины обжатия окружаю-
щих грунтов, поэтому они начнут «зависать» на боковой поверх-
ности свай. Процессу зависания способствует также большая раз-
ница в величине модулей упругости грунтов и материала свай, ко-
торые из-за этого сжимаются значительно меньше, чем грунты.
Возникающее в этом случае трение между уплотняющимися тун-
гами и сваями называют «отрицательным», поскольку оно, действуя
в противоположную сторону от обычного трения, приводит к умень-
шению полезной нагрузки на сваи.
Отрицательное трение проявляется во всех случаях, когда грунт,
окружающий сваи, смещается вниз относительно них. С таким
явлением приходится встречаться при уплотнении всей или части
толщи грунта под воздействием силы тяжести или внешней при-
грузки, например в виде насыпи.
Уплотнение верхней части толщи может присходить при пони-
жении уровня грунтовых вод, замачивании лёссовых грунтов, от-
таивании вечномерзлых грунтов. С понижением уровня вод при-
грузка от грунта, ранее находившегося в воде, увеличивается при-
мерно на 0,5—1 тс/м3. Под воздействием этой дополнительной
пригрузки, а также процессов, связанных с уменьшением количе-
ства свободной воды в порах грунта, происходит уплотнение как
•обезвоженной толщи, так и грунтов, расположенных ниже нее.
В зависимости от свойств грунтов, характера, напластования и ве-
личины понижения уровня воды поверхность грунта может оседать
на величину, измеряемую десятками сантиметров, а иногда и мет-
рами. Особенно большая осадка грунтов наблюдается при удалении
воды из толщи торфов и заторфованных грунтов, как это было,
например, в период дренажного осушения территории в Архангель-
ске, когда поверхность грунта просела на 2—3 м (см. § 3.1). Очень
часто осадки территории наблюдаются в городах в результате от-
качки грунтовых вод для коммунальных нужд.
Значительные осадки территории, измеряемые десятками сан-
тиметров, происходят вследствие замачивания лёссовых грунтов
атмосферными осадками или грунтовыми водами при подъеме их
уровня. Примерно такого же порядка осадки происходят при оттаи-
вании вечномерзлых грунтов из-за нарушения их естественного
температурного режима.
143
Досыпки грунта, производимые при планировке местности и
насыпи на подходах к мостам, являясь внешней распределенной по
площади нагрузкой, обжимают толщу грунтов с заглубленными в
нее сваями фундаментов сооружений. Если песчаные досыпки или
насыпи отсыпают на несвязные грунты, то процесс уплотнения всей
грунтовой толщи завершается в течение 1—2 нед. В этом случае
грунты, как правило, не зависают на сваях, погружаемых после
окончания уплотнения. В остальных случаях возможно зависание
грунта и связанное с этим проявление отрицательного трения (для
свай-стоек) даже при небольших осадках или же появление боль-
ших осадок при незначительном отрицательном трении для фун-
даментов из висячих свай.
Особенно неприятны для устоев неравномерные осадки (крены)
фундаментов из висячих свай вследствие значительной разницы в
величине пригрузки основания насыпью по передней и задней гра-
ням устоя (см. § 4.1).
Нарушенные в процессе забивки свай сильносжимаемые связ-
ные грунты, уплотняясь с течением времени, могут зависать на
сваях, опирающихся на скальные породы или галечные отложения.
При опирании низа свай на сжимаемые грунты зависания почти не
происходит, сваи перемещаются вниз вместе с уплотняющимся
грунтом.
В рассмотренных характерных случаях уплотнения (обжатия)
грунтовых массивов осадки, как правило, превышают величины
(1—2 см), при которых проявляются отрицательные силы трения
грунтов о боковую поверхность свай.
В действующих нормативных документах приводятся указания
об учете влияния отрицательного трения на уменьшение несущей
способности свай, прорезающих толщу или прослойки сильносжи-
маемых грунтов. При этом не учитывается податливость свай
вследствие упругого сжатия ствола и перемещения их нижнего
конца.
Между тем при опирании низа свай на скальные породы отри-
цательное трение может проявиться не только в пределах толщи
сильносжимаемых грунтов, но и в более плотных грунтах, напри-
мер если сваи погружают подмывом или производят отсыпку кону-
сов насыпи вокруг устоев со свайными фундаментами.
Расчетами установлено, что в зависимости от физико-механиче-
ских свойств грунтов, прорезаемых сваями, глубины их погружения
и степени сжимаемости грунтов под острием свай дополнительная
нагрузка от воздействия отрицательного трения может достигать
50—70 тс на 1 м периметра сваи или фундамента. Очевидно, что
такие дополнительные нагрузки следует учитывать в расчетах несу-
щей способности как свай, так и фундаментов, особенно если рас-
четную нагрузку на сваи, опирающиеся на несжимаемые грунты,
назначают исходя из условия предельного использования прочност-
ных свойств материала.
В таких случаях при недоучете значительной перегрузки свай
возможны их повреждения или разрушения.
144
Глава 7
МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ СВАИ
§ 7.1. Общие сведения
Несущую способность свай всех типов определяют как наимень-
шее из значений, полученных (в результате расчетов или испытаний
свай) по условию сопротивления грунта основания (по грунту) и по
условию сопротивления материала (по материалу). Расчеты несу-
щей способности свай по материалу производят в соответствии с
нормами проектирования бетонных, железобетонных или деревян-
ных конструкций. Несущую способность свай по грунту определяют
по нормам проектирования свайных фундаментов аналитическими
полевыми методами. Аналитический метод является основным в
проектировании фундаментов. Полевые методы используют для
уточнения или контроля вычисленной аналитическим методом несу-
щей способности свай, а также для уточнения их длины.
Из-за большого многообразия грунтовых условий действующие
нормы не в состоянии предложить единую методику определения
несущей способности грунтов с достаточно высокой степенью точ-
ности приближения к фактической. Поэтому при больших объемах
свайных работ несущую способность свай уточняют на основании
результатов полевых испытаний, к числу которых относятся зонди-
рование грунтов, испытания свай динамической и статической на-
грузками.
Зондирование грунтов является одним из распространенных за
рубежом методов назначения глубины погружения свай и оценки
их несущей способности. Достоинствами этого метода является
простбта устройств, минимальные затраты времени и-труда на
исследование механических свойств грунтов в местах возведения
фундаментов.
Испытание свай динамической нагрузкой является наиболее рас-
пространенным методом определения момента прекращения погру-
жения свай после заглубления их в грунт на величину, при которой
обеспечивается расчетная несущая способность по грунту. Кроме
того, этот метод применяют для приближенного контроля несущей
способности ранее погруженных свай.
Метод испытания свай статической нагрузкой позволяет с более
высокой степенью достоверности определять их несущую способ-
ность. Несмотря на большую стоимость работ, затраты труда и
времени, этот метод является предпочтительным. В отдельных слу-
чаях сочетают испытания статической и динамической нагрузкой,
например для уточнения формул динамических испытаний приме-
нительно к региональным условиям напластования грунтов, а так-
же с целью сокращения количества испытаний статической нагруз-
кой за счет замены их испытаниями динамической нагрузкой.
Испытания свай всех видов, в том числе свай-оболочек и свай-
столбов, динамической и статической нагрузками производят в
145
соответствии с требованиями ГОСТ 5686—69 «Сваи и сваи-оболоч-
ки. Методы полевых испытаний». Несущую способность свай по ре-
зультатам полевых испытаний определяют, руководствуясь указа-
ниями СНиП П-Б.5.67* «Свайные фундаменты. Нормы проектиро-
вания». Содержание основных указаний этих двух документов
•освещено в этой главе.
Полевые испытания производят: динамической (ударной) на-
грузкой— забивных свай всех видов; статической осевой вдавли-
вающей нагрузкой — свай всех видов; статической горизонтальной
нагрузкой — свай всех видов (кроме бетонных); статической осевой
выдергивающей нагрузкой — свай всех видов (кроме бетонных).
Вид нагрузки и метод испытания свай устанавливают в про-
грамме испытаний в зависимости от особенностей конструкции и
характера работы сооружения.
Испытания свай должны проводиться на площадке возводимо-
го сооружения по программе, составленной организацией, разрабо-
тавшей проект свайных фундаментов, совместно с организацией,
которая будет проводить испытания.
Программу полевых испытаний свай следует составлять с уче-
том: геологических, гидрогеологических и гидрометеорологических
условий строительной площадки; возможности изменения гидрогео-
логических условий в процессе возведения и эксплуатации соору-
жений; слоя грунта, подлежащего удалению при разработке котло-
вана после испытания или размываемой толщи грунта у опор в
пределах русла рек; характерных особенностей конструкций фун-
даментов и надфундаментной части сооружений; характера и вели-
чины нагрузок, воспринимаемых фундаментами; положения плиты
свайного фундамента по отношению к поверхности грунта; требо-
ваний к конструкции сооружения в отношении допустимых осадок
и горизонтальных перемещений; целей испытания свай; имеющихся
результатов ранее проводившихся испытаний свай на соседних
объектах или в аналогичных геологических условиях; опыта экс-
плуатации построенных вблизи зданий и сооружений.
Количество испытуемых свай устанавливается программой
испытаний и принимается при испытаниях: динамической ударной
нагрузкой — до 2% от общего количества свай в фундаменте, но не
менее 5 шт.; статической вдавливающей нагрузкой — до 1% общего
количества свай в фундаменте, но не менее 2 шт.; статической гори-
зонтальной и выдергивающей нагрузками — согласно указаниям
проекта фундамента или программы испытаний.
Если в фундаменте менее 100 свай, то динамической (ударной)
нагрузкой испытывают не менее двух свай.
В программе испытаний должны быть отражены: конструктив-
ная схема установки для испытания свай; места погружения (или
нахождения) испытываемых свай и возможность их использования
в составе фундаментов после испытаний; величина, направление и
характер действия испытательных нагрузок; материал, тип, раз-
меры и глубина погружения свай в грунт; способы погружения или
изготовления испытуемых свай.
146
Если испытания свай проводят в пределах акваторий, то в про-
грамме работ должны отражаться специфические особенности ра-
бот и конструкции испытательной установки.
В зимнее время грунт в местах испытаний следует отогревать
на всю глубину промерзания в радиусе 1 м от сваи, а при испыта-
нии горизонтальной нагрузкой — в радиусе 2 м. Отогретое состоя-
ние грунта должно поддерживаться до окончания испытаний.
Испытания свай динамической и статической нагрузками про-
водят после окончания процессов стабилизации грунтов, нарушен-
ных во время работ по погружению или устройству свай.
Продолжительность «отдыха» подлежащих испытанию свай
устанавливается программой испытаний в зависимости от физико-
механических свойств прорезаемых грунтов и грунтов под нижними
концами свай и принимается не менее 3 сут после погружения свай
в песчаные грунты; 6 сут после погружения свай в связные и несвяз-
ные грунты с прослойками связных; 15—30 сут для свай, погружен-
ных в гранты с явлениями засасывания.
При испытаниях статическими вдавливающей, горизонтальной
и выдергивающей нагрузками на каждой ступени передачи нагруз-
ки на сваю производят отсчеты по всем приборам; первый отсчет —
сразу после приложения нагрузки, затем последовательно четыре
отсчета с интервалами по 15 мин, два отсчета с интервалами по
30 мин и далее через каждый час до затухания перемещения, ха-
рактеризуемого'разницей перемещения от 0,05 до 0,1 мм в час для
свай в связных грунтах и 0,1—0,2 мм для свай в несвязных грунтах
(условная стабилизация или критерий затухания деформаций). Для
фундаментов мостов принимают соответственно 0,1 и 0,2 мм.
Разгрузку испытываемых статическими нагрузками свай произ-
водят после достижения максимальной нагрузки ступенями, равны-
ми удвоенным ступеням нагрузки. В зависимости от вида грунтов
ступени разгрузки могут быть больше или меньше указанной вели-
чины. При испытаниях циклической нагрузкой допускается разгруз-
ка без промежуточных ступеней.
Наблюдения за упругой деформацией сваи ведут на каждой сту-
пени разгрузки в течение 1 ч в глинистых грунтах и 30 мин в пес-
чаных грунтах. Отсчеты по приборам производят соответственно
через каждые 30 и 15 мин.
В настоящей главе освещены методы определения или уточне-
ния несущей способности одиночных свай. Влияние кустового эф-
фекта на изменение несущей способности свай, работающих в со-
ставе фундамента, освещено в гл. 6 и 8.
§ 7.2. Аналитический метод
В большинстве известных аналитических (теоретических) мето-
дов определения несущей способности висячих свай всех видов
используют теоретические или эмпирические формулы, в которых
предельную нагрузку на сваю вычисляют как сумму предельного
сопротивления грунта под нижним концом сваи и вдоль ее боковой
147
поверхности. При этом обе составляющих предельной нагрузки
принимают условно независимыми друг от друга. В общем случае,
когда свая прорезает несколько слоев грунта, предельная осевая
сжимающая нагрузка РПр на одиночную сваю, работающую в усло-
виях отсутствия влияния соседних свай, может быть определена по
формуле
+ (7.1)
где 7?н — средняя интенсивность предельного сопротивления
(нормативное сопротивление) грунта вдавливанию нижнего конца
сваи, тс/м2; F — площадь опирания на грунт нижнего конца сваи,
м2; и — периметр поперечного сечения сваи, м; /?— средняя ин-
тенсивность предельного сопротивления (нормативное сопротивле-
ние) сдвигу боковой поверхности сваи в пределах z-го слоя грунта,
тс/м2; 1г — толщина z-ro слоя грунта, соприкасающегося с боковой
поверхностью сваи, м.
Для определения значений /?н и зависящих от физико-ме-
ханических свойств грунтов, глубины погружения, размеров и фор-
мы поперечного сечения свай, способа погружения, характера
действия нагрузки и других факторов, многими отечественными
(Березанцев В. Г., Герсеванов Н. М., Горбунов-Посадов М. И. и др.)
и зарубежными (Терцаги, Пек, Меергоф, Скемптон и др.) исследо-
вателями предложены различные методы. Вследствие несовершен-
ства таких методов, а также значительных погрешностей в опреде-
лении физико-механических свойств грунтов в отечественной
практике проектирования свайных фундаментов принят метод
определения значений и fH, предложенный А. А. Луга и уточ-
ненный НИИОСП на основе обработки результатов многочислен-
ных испытаний статической нагрузкой свай в разных грунтовых
условиях.
Нормативные сопротивления грунтов 7?н и fH при расчетах по
формуле несущей способности сплошных и полых с закрытым ниж-
ним концом свай, погруженных механическими (подвесными),паро-
воздушными и дизельными молотами, принимаются по табл.
7.1 и 7.2, составленным А. А. Луга.
Расчетную несущую способность (несущую способность) свай
определяют, умножая значение предельной несущей способности на
понижающий коэффициент или несколько коэффициентов, обеспе-
чивающих некоторый запас. Значение коэффициентов запаса изме-
няется в зависимости от степени ответственности сооружений и
других факторов. В отечественной практике фундаментостроения
предусмотрено использование двух коэффициентов. Согласно ука-
заниям СНиП П-Б.5-67*, расчетную несущую способность одиноч-
ных висячих свай всех видов определяют по формуле
Р = кт (RUF + и 2 (7.2)
где к — коэффициент однородности грунта, принимаемый рав-
ным 0,7; т.— коэффициент условий работы, принимаемый рав-
ным 1. Остальные обозначения прежние.
148
Таблица 7.1
Песчаные грунты средней плотности
гравелистые крупные — средней крупности мелкие пылеватые —
Глубина забивки сваи, м Глинистые грунты консистенции В
<0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
Нормативные сопротивления сжатию грунтов 7? н, тс/м2
750 650 300 290 180 120 60
3 1 — —
700 400 200 120 100
660 380 300 190 125
4 830 70
510 250 160
670 310
5 880 400 200 130 80
"б20 280
7 970 690 430 330 220 140 85
10 1050 730 500 350 240 150 90
15 1170 750 560 400 280 160 100
20 1260 820 620 450 310 170 110
25 1340 880 680 500 340 180 120
30 1420 940 740 550 370 190 130
35 1500 1000 800 600 400 200 140
Примечание. Числитель относится к пескам,
а знаменатель — к глинам.
Таблица 7.2
Песчаные грунты средней плотности (для свай, забитых без подмыва)
крупные, сред- мелкие
Средняя глу- ней крупности пылеватые
бина располо-
жения слоя Глинистые грунты консистенции В
грунта, м
<0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7
Нормативное сопротивление сдвигу грунтов /н, тс/м2
1 3,5 2,3 1,5 1,2 0,5 0,2
2 4,2 3,0 2,0 1,7 0,7 0,3
3 4,8 . 3,5 2,5 2,0 0,8 0,4
4 5,3 3,8 2,7 2,2 0,9 0,5
5 5,6 4,0 2,9 2,4 1,0 0,6
7 6,0 4,3 3,2 2,5 1,1 0,7
10 6,5 4,6 3,4 2,6 1,2 0,8
15 7,2 5,1 3,8 2,8 1,4 1,0
20 7,9 5,6 4,1 3,0 1,6 1,2
25 8,6 6,1 4,4 3,2 1,8 —
30 9,3 6,6 4,7 3,4 2,0 —
35 10,0 7,0 5,0 3,6 2,2 —
149
Формула (7.2) предназначена для определения несущей способ-
ности полых и сплошного сечения квадратных, прямоугольных и
цилиндрических свай всех типов диаметром до 0,8 м.
Если принятый способ погружения свай отличается от забивно-
го, значения 7?н и fH принимают с учетом поправочного коэффициен-
та тп согласно табл. 7.3.
Приведенные в табл. 7.3 коэффициенты учитывают независимо
друг от друга и, если их несколько, перемножают.
Величины 7?н и fH для песчаных грунтов относятся к грунтам
средней плотности.
Для плотных песков приведенные в табл. 7.1 и 7.2 значения уве-
личивают на 30%.
Таблица 7.3‘
№ и/п Способы погружения свай и виды грунтов Поправочные коэффициенты mnt учитываемые при определении сопротивлений грунтов оснований
под нижним концом свай на боковой поверх- ности свай
1 Погружение забивкой в предварительно пробуренные скважины (лидеры) с заглуб- лением конца свай не менее 1 м ниже за- боя скважины при ее диаметре: равном стороне квадратной сваи 1,0 0,5
на 50 мм меньшем стороны сваи 1,0 0,6
2 Погружение с подмывом в песчаные грун- 1,0 0,9
3 ты при условии добивки свай на последнем метре погружения без применения подмыва Вибропогружение в грунты: песчаные водонасыщенные средней плотности: пески крупные и средней крупности 1,2 1,0
» мелкие 1,1 1,0
» пылеватые 1,0 1,0
глинистые с консистенцией В=0,5: супеси 0,9 0,9-
суглинки 0,8 0,9
глина 0,7 0,9-
глинистые с консистенцией В^0 1,0 1,0-
4 Погружение молотами любой конструкции полых свай с открытым нижним концом: при диаметре полости сваи менее 40 см 1,0 1,0
То же, более 40 см Погружение любым способом полых круг- лых свай на глубину 10 м и более с после- дующим устройством в нижнем конце сваи камуфлетного уширения в песчаных грунтах средней плотности и в глинистых грунтах с консистенцией В ^0,5 при диаметре уши- рения: 1 м независимо от. указанных видов 0,7 1,0
5 0,9 1,0
грунтов 1,5 м в песках, супесях 0,8 1,0
1,5 » » суглинках и глинах 0,7 1,0
150
В связи со сложностями отбора образцов песков ненарушенной
«структуры их плотность рекомендуется уточнять по результатам
статического или динамического зондирования.
Несущую способность свай, опирающихся на рыхлые песчаные
или глинистые грунты консистенции В >0,6, рекомендуется опреде-
лять по результатам испытаний пробных свай, погруженных в
такие грунты непосредственно на данной площадке, или по имею-
щимся материалам других площадок с аналогичными грунтовыми
условиями.
Приведенные в табл. 7.1 и 7.2 глубину забивки свай и глубину
расположения середины слоя грунта при планировке мест сооруже-
ния фундаментов срезкой, подсыпкой, намывом до 3 м следует
принимать от уровня природного рельефа, а при срезке, подсыпке,
намыве более 3 м — от условной отметки, расположенной на 3 м
выше уровня срезки или на 3 м выше уровня природного рельефа
в случае подсыпки или намыва.
Глубина общего размыва дна русла у опор мостов принимается
эквивалентной срезке грунта.
Если сваи или сваи-оболочки погружают до удаления грунта из
котлована или в русле сквозь слой грунта, который будет размыт
в период прохода паводка, то к величине нормативной нагрузки,
вычисляемой по формуле для определения расчетного отказа, сле-
дует добавить часть нагрузки, воспринимаемой грунтом за счет
сил трения о боковую поверхность свай в пределах толщины слоя
удаляемого грунта в результате разработки котлована или размыва
дна русла.
Для промежуточных глубин погружения свай и промежуточных
значений показателя консистенции В величины 7?н и fH определяют
интерполяцией.
Значения нормативных сопротивлений 7?н можно использовать
при условии заглубления свай в неразмываемую и несрезаемую
толщу грунта не менее 4 м для мостов и не менее 3 м для прочих
сооружений.
При определении нормативных сопротивлений fH пласты грун-
тов расчленяют на однородные слои толщиной не более 2 м.
Если в пределах длины сваи имеются напластования торфа тол-
щиной более 30 см и возможна планировка территории подсыпкой
или иная загрузка территории, эквивалентная подсыпке, то сопро-
тивление грунта, расположенного выше подошвы наинизшего (в
пределах глубины забивки сваи) слоя торфа, принимается:
при подсыпках до 2 м — для грунтовой подсыпки и торфа, рав-
ным нулю, а для минеральных пластов природного грунта — поло-
жительным значениям по табл. 7.2;
при подсыпках от 2 до 5 м — для грунтов, включая подсыпку,
равным 0,4 от значений, указанных в табл. 7.2, взятых со знаком
минус, а для торфа — минус 0,5 тс/м2;
при подсыпках более 5 м — для грунтов, включая подсыпку, рав-
ным значениям, указанным в табл. 7.2, взятым со знаком минус,
а для торфа — минус 0,5 тс/м2.
151
Несущую способность свай-стоек любых видов диаметром до
0,8 м, опирающихся на практически несжимаемый грунт, определя-
ют по формуле
P=KmR"F, (7.3)
где обозначения к, т, 7?и и F те же, что и в формуле (7.2).
Для свай-стоек произведение коэффициентов принимается:
для забивных свай кт = 0,7, а для свдй-оболочек и свай-столбов
кт = 0,5.
Площадь опирания на грунт принимается равной площади по-
перечного сечения сплошных свай любого вида, а для полых свай
и свай-оболочек площади поперечного сечения нетто — при отсут-
ствии заполнения их полости бетоном и площади сечения брутто
свай, заполненных бетоном на высоту не менее трех диаметров
сваи.
Нормативное сопротивление грунта под нижним концом сваи-
стойки, сваи-оболочки или сваи-столба 7?н принимают согласно
СНиП П-Б.5-67*:
а) для забивных свай, опирающихся нижними концами на
скальные породы и крупнообломочные (щебенистые, галечниковые,
дресвяные и гравийные) грунты с песчаным заполнением, а для
свай фундаментов опор мостов, кроме того, в случае опирания и на.
глинистые грунты твердой консистенции, 7?н=2000 тс/м2;
б) для свай-оболочек и свай-столбов, заделанных в скальную
породу не менее чем на 0,5 м и заполненных бетоном по формуле
ЯН = ЯсжНг+ 1,5 , (7.4>
где 7?сж — среднее арифметическое значение временного со-
противления скальной породы одноосному сжатию в водонасыщен-
ном состоянии, тс/м2; h3 — расчетная глубина заделки сваи-оболоч-
ки или набивной сваи в скальную породу, м; d3— наружный диа-
метр заделанной в скальную породу части сваи-оболочки или на-
бивной сваи, м;
в) для свай-оболочек, равномерно опираемых на поверхность
неразрушенной выветриванием скальной породы, прикрытой сло-
ем неразмываемых грунтов толщиной не менее трех диаметров обо-
лочки, 7?н=7?сж.
При наличии в основании забивных свай, свай-оболочек и набив-
ных свай сильнотрещиноватых или выветрившихся (рухляк), а так-
же размягченных скальных пород или скальных пород с прослой-
ками нескальных грунтов вопрос об их использовании в качестве
оснований и назначении величины нормативного сопротивления
породы должен решаться с выполнением при необходимости стати-
ческих испытаний пород штампами или испытанием свай и свай-
оболочек статической нагрузкой.
Несущую способность Рв (в тс) сваи и сваи-оболочки на выдер-
гивание определяют по формуле
Рв = кти (7.5>
152
где к, и, fiH и li — значения те же, что и в формуле (7.2); т —
коэффициент условий работы, принимаемый для свай, забиваемых
в грунт на глубину менее 4 м, равным 0,6; то же, на глубину 4 м
и более — 0,8.
Растяжение в сваях и сваях-оболочках фундаментов, мостов до-
пускается учитывать только для случаев действия дополнительных
и особых сочетаний нагрузок.
При расчетах железобетонных свай и свай-оболочек на выдер-
гивание необходимо проверять также достаточность продольной
арматуры на растяжение свай и заделку их в плиту фундамента.
Устройство свай-столбов и погружение свай-оболочек связано
с необходимостью удаления грунта, что приводит к его разуплот-
нению, а следовательно, снижению несущей способности грунтовых
оснований. Поэтому нормы расчета забивных свай в этих случаях
не могут быть использованы.
Согласно указаниям СНиП П-Б.5-67*, несущую способность
свай-оболочек и свай-столбов с уширенной пятой и без уширения,
воспринимающих осевую сжимающую нагрузку, определяют по
формуле
Р = кт + и 2 , (7.6)
где к и т — обозначения те же, что и в формуле 7.2; 7?н— нор-
мативное сопротивление грунта под нижним концом сваи-оболочки
и сваи-столба, тс/м2; F — площадь опирания сваи-столба или сваи-
оболочки, м2, принимаемая равной: для свай-столбов без ушире-
ния— площади поперечного сечения столба; для свай-столбов с
уширением — площади поперечного сечения уширения в месте наи-
большего его диаметра; для свай-оболочек, заполненных бето-
ном,— площади поперечнего сечения оболочки брутто; для свай-
оболочек с грунтовым ядром без заполнения полости бетоном —
площади поперечного сечения нетто; и — периметр, принимаемый
по диаметру скважины, обсадной трубы или сваи-оболочки, м;
т/ — коэффициент условий работы сваи-столба и сваи-оболочки,
зависящий от способа образования скважины и ствола сваи, прини-
маемый по табл. 7.4 или по опытным данным; fin — нормативное
сопротивление грунта на боковой поверхности ствола, тс/м2, при-
нимаемое по табл. 7.2; li — толщина f-го слоя грунта, соприкасаю-
щегося с боковой поверхностью ствола, м.
Сопротивление несвязного грунта на боковой поверхности сваи
с уширенной пятой учитывается только на участке от верха сваи
до места пересечения ствола сваи с поверхностью воображаемого
конуса, имеющего в качестве образующей линию, касающуюся
границы уширения под углом ср/2 к оси сваи, где ср — среднеариф-
метическое значение угла внутреннего трения грунта, залегающего
в пределах указанного конуса. Сопротивление связного грунта учи-
тывается по всей длине ствола.
Нормативное сопротивление 7?н (в тс/м2) грунта под нижним
концом сваи-столба с уширенной пятой и без уширения и сваи-обо-
153
Таблица 7.4
Виды свай и способы их устройства Коэффициент тпри
песках супесях суглинках глинах
Набивные часто трамбованные при забивке инвентарной трубы Буровые, в том числе с уширенной пятой, бетонируемые: 0,7 0,6 0,6 0,6
при отсутствии воды в скважине 0,7 0,7 0,7 0,6
под водой или глинистым раство- 0,6 0,6 0,6 0,6
ром Сваи-оболочки, погружаемые виб- рированием с выемкой грунта 1,0 0,9 0,7 0,6
лочки, погруженной с выемкой грунта из полости с последующим
заполнением полости бетоном, принимают:
а) для’ крупнообломочных грунтов с песчаным заполнением и
песчаных грунтов в случае сваи-столба и сваи-оболочки, погружае-
мой с полным удалением грунтового ядра, — по формуле (7.7), а в
случае сваи-оболочки, погруженной с сохранением ненарушенного
ядра из указанных грунтов на высоту 0,5—1 мл по формуле (7.8):
R" = 0,65(3 (7^° + ацЛВ°); (7.7)
ацАВ»), (7.8)
где а, р, Лк и 2?°—безразмерные коэффициенты, принимае-
мые по табл. 7.5 в зависимости от значения нормативного угла
внутреннего трения грунта основания; у — объемный вес грунта,
тс/м3, в основании сваи-столба или сваи-оболочки с учетом взвеши-
Таблица 7.5
<f>’ град
26
28
30
32
34
36
38
40
9,5
12,6
17,3
24,4
34,6
48,6
71,3
108,0
18,6
24,8
32,8
45,5
64,0
87,6
127,0
185,0
h
а при —
d
р при d
4,0 5,0 7,5 10,0 12,5 15,0 17,5 20,0 22,5 25,0 0,8 м 4,0 м
0,78 0,75 0,68 0,62 0,58 0,55 0,51 0,49 0,46 0,44 0,29 0,21
0,79 0,76 0,70' 0,65 0,61 0,58 0,55 0,53 0,51 0,49 0,26 0,19
0,80 0,77 0,71 0,67 0,63 0,61 0,58 0,57 0,55 0,54 0,24 0,17
0,82 0,79 0,74 0,70 0,67 0,65 0,62 0,61 0,60 0,59 0,23 0,17
0,84 0,81 0,76 0,73 0,70 0,68 0,66 0,65 0,64 0,63 0,22 0,16
0,85 0,82 0,78 0,75 0,73 0,71 0,69 0,68 0,67 0,67 0,21 0,16
0,85 0,83 0,80 0,77 0,75 0,73 0,72 0,72 0,71 0,70 0,20 0,15
0,86 0,84 0,82 0,79 0,78 0,76 0,75 0,75 0,74 0,74 0,18 0,14
и d величины коэф-
Примечание. Для промежуточных значений фн,
фициентов В®, а и Р определяются интерполяцией.
А.
d
154
Таблица 7.6
Глубина заложения нижнего конца сваи, м Нормативное сопротивление 7?н (в тс/м2) под концом набивных свай и свай-оболочек при глинистых грунтах консистенции В, равной
0 0,2 о,4 0,6
3 60 50 35 25
5 75 60 45 35
10 по 90 75 60
20 180 160 135 105
Примечания. 1. Заглубление сваи-столба и сваи-оболочки в грунт, при-
нятый за основание нижних концов сваи и сваи-оболочки, во всех случаях долж-
но быть не менее одного диаметра сваи, уширения (для сваи с уширенной пятой)
или сваи-оболочки, но не менее 2 м.
2. Нормативное сопротивление для крупнообломочных грунтов с глини-
стым заполнением определяется по результатам полевых испытаний свай, свай-
оболочек или штампов.
Таблица 7.7
Расчетное значение угла внутреннего трения грунта, град Значения коэффициентов Расчетное значение угла внутреннего трения грунта, град Значения коэффициентов
А в D А в D
6 0,10 1,39 3,71 26 0,84 4,37 6,90
8 0,14 1,55 3,93 28 0,98 4,93 7,40
10 0,18 1,73 4,17 30 1,15 5,59 7,95
12 0,23 1,94 4,42 32 1,34 6,35 8,55
14 0,29 • 2,17 4,69 34 1,55 7,21 9,21
16 0,36 2,43 5,00 36 1,81 8,25 9,98
18 0,43 2,72 5,31 38 2,11 9,44 10,80
20 0,51 3,06 5,66 40 2,46 10,84 11,73
22 0,61 3,44 6,04 42 2,87 12,50 12,77
24 0,72 3,87 6,45 44 3,27 14,48 13,96
ваиия в в( эде; у1 — -приведс ШНЫЙ об •ъемный ве< г грунт< эв, тс/к 13, рас-
положенных выше нижнего конца сваи-столба или сваи-оболочки;
d — диаметр сваи-столба, уширения (для сваи с уширенной пятой)
или сваи-оболочки, м; h — глубина заложения нижнего конца сваи-
столба или уширенной пяты и сваи-оболочки, отсчитываемая от
природного рельефа или планировочной отметки (при планировке
срезкой), а для опор мостов — от дна водоема с учетом размыва, м;
б) для глинистых грунтов в случае сваи-столба и сваи-оболоч-
ки, погружаемой с частичным или полным удалением грунтового
ядра в фундаментах зданий и сооружений (кроме мостов)—по
табл. 7.6, а для мостов — по формуле (7.9)
Я = A^d + В2 + Dc> (7.9)
где А, В и D — безразмерные коэффициенты, принимаемые по
табл. 7.7 в зависимости от расчетного значения угла ср внутреннего
155
Рис. 7.1. Характерные случаи учета гидростатического давления в расчетах фун-'
даментов:
I—IV — схемы напластования грунтов;
/ — надфундаментная часть опоры; 2—плита фундамента; 3 — водозащитная подушка;:
4—свая-оболочка (столб); 5—песок: 6 — глина
трения грунта, простирающегося на глубину от подошвы оболочки
или столба не менее их диаметра; у — расчетное значение объем-
ного веса, тс/м3, грунта несущего пласта; yi — расчетные значения
объемных весов, тс/м3, отдельных слоев грунтов выше подошвы.
Таблица 7.5
Схемы наплас- тования грун- тов Вес фундамента Объемный вес грунта, рас- положенного выше подошвы фундамента (То — без учета взвешивания; твзв — с учетом взвешивания) Пригрузка основания водой
I В С учетом взвешивания воде на участке Твзв Не учитывается
Лв + ЛП
II В Без учета взвешивания С учетом взвешивания воде на участке Уо— в пределах Лп; Уо — в пределах 1гг То же Учитывается на глу- бину То же
Лв + + Лг
III В Без учета взвешивания С учетом взвешивания воде на участке То То » »
Лв +
IV В С учетом взвешивания воде на участке Твзв — в пределах Лп + hp Не учитывается
/?в 4" hu + hp
156
оболочки или столба, принимаемые с учетом указаний табл. 7.8;
с — расчетное значение сцепления, тс/м2, грунта несущего пласта;
hi — толщина 1-го слоя грунта в пределах расчетной глубины зало-
жения оболочки или столба, м; d — диаметр оболочки или стол-
ба, м.
Нормативное сопротивление (в тс/м2) грунтов под концом не
заполняемых бетоном свай-оболочек с грунтовым ядром, оставляе-
мым на последнем этапе погружения без подмыва на высоту не
менее двух диаметров (при условии, что грунтовое ядро образовано
из грунта, имеющего те же характеристики, что и грунт, находя-
щийся под концом свай-оболочек), принимается по табл. 7.1 с ко-
эффициентом условий работы, учитывающим способ погружения и
в соответствии с п. 3 табл. 7.3, причем сопротивление в указанном
случае относится к площади поперечного сечения сваи-оболочки
нетто.
В расчетах несущей способности по грунту фундаментов из
свай, оболочек и столбов, возводимых в пределах акваторий, сле-
дует учитывать влияние гидростатического взвешивания (см.
табл. 7.8 и рис. 7.1) на изменение веса фундаментов.
§ 7.3. Зондирование грунтов
Зондирование является методом исследования механических
свойств грунтов в местах их естественного залегания на основе
результатов вдавливания в них статической нагрузкой (статическое
зондирование) или погружения динамической ударной нагрузкой
(динамическое зондирование) стального наконечника на глубину,,
значительно превышающую размер его диаметра.
В отличие от традиционных методов определения характеристик
прочности и деформируемости грунтов в результате испытания
образцов, отбираемых из отдельных точек массива, метод зондиро-
вания обеспечивает получение тех же характеристик по всей глу-
бине прорезанной зондом толщи грунтов. Зондированием можно-
обнаружить прослойки грунта с пониженной несущей способно-
стью, которые иногда остаются невыявленными при других методах
исследований.
Широко распространенные лабораторные методы определения
свойств грунтов по результатам испытаний образцов в ряде слу-
чаев приводят к значительным погрешностям вследствие несовер-
шенства техники отбора и испытания образцов. Из-за этого значе-
ния угла внутреннего трения грунтов определяют в ряде случаев с
ошибками от ±2° до ±5°, что приводит к изменению вычисляемых
расчетом величин несущей способности в 1,5—3 раза по сравнению
с фактической. Учитывая это обстоятельство, для ответственных
сооружений результаты лабораторных испытаний грунтов допол-
няют данными их зондирования. Для динамического зондирования
используют конический наконечник диаметром от 36 до 74 мм с
углом раскрытия конуса 60°. Наконечник крепят к низу штанг, на-
ращиваемых из секций длиной 1,2—1,5 м по мере их заглубления в.
157
грунт. Зонд заглубляют ударами молота (бойка) массой от 30 до
120 кг, падающего с высоты 0,4—1,0 м. Динамическим зондирова-
нием исследуют грунты на глубину до 30 м, а при зондировании
с забоя скважины — до 45 м. Данные динамического зондирования
наиболее часто используют для назначения глубины забивки свай,
а также для качественной оценки плотности грунтов.
В отличие от динамического статическое зондирование грунтов
широко применяют для оценки несущей способности свай и грун-
тов. Для статического зондирования используют зонды с кониче-
ским наконечником диаметром 36—НО мм, соединенным с низом
секционной штанги, которую размещают в трубе. Наличие трубы
обеспечивает возможность раздельного замера сопротивления грун-
та вдавливанию наконечника и сдвигу трубы, т. е. получать данные,
необходимые для оценки свойств грунтов на сжатие и сдвиг.
Наиболее распространены зонды с наконечником площадью
10 см2 (диаметром 3,6 см). В зависимости от конструкции зондов
их погружают со скоростью от 20 до 300 см/мин, чаще — со скоро-
стью 20—50 см/мин. Вдавливают зонд с помощью гидравлического
или реечного домкрата, а также других приспособлений.
Статическое зондирование грунтов производят на глубину до
30 м.
На основе анализа отечественных и зарубежных публикаций по
вопросам зондирования грунтов можно установить, что пока нет
единой точки зрения на возможность получения этим методом до-
стоверных данных о прочности и деформативности грунтов в осно-
ваниях фундаментов разных конструкций. Одни специалисты счи-
тают метод зондирования довольно грубым, и, по их мнению, иссле-
дование несущей способности грунтов только с помощью зондов не
представляет большой ценности и в некоторой степени противоре-
чит строго научному подходу к решению проблемы строительства
экономичных и долговечных конструкций фундаментов. Другие
специалисты придерживаются противоположного мнения, считая,
что зондирование может с успехом применяться как самостоятель-
ный метод исследования грунтов.
Основные требования к методу оценки механических свойств
грунтов по результатам зондирования регламентированы «Указа-
ниями по зондированию грунтов для строительства» (СН 448-72).
В этом нормативном документе оговорено, что динамическое и ста-
тическое зондирования следует применять в сочетании с другими
видами инженерно-геологических исследований грунтов для оценки
следующих факторов: выделения инженерно-геологических элемен-
тов (мощности, границ распространения грунтов различного соста-
ва и состояния); определения однородности грунтов по площади и
глубине; определения глубины залегания кровли скальных и круп-
нообломочных грунтов; приближенной количественной оценки ха-
рактеристик свойств грунтов (плотности, угла внутреннего трения,
модуля деформации); определения сопротивления грунта под сваей
и по ее боковой поверхности; определения степени уплотнения и
упрочнения во времени искусственно сложенных (насыпных и на-
158
мывных) грунтов; выбора мест расположения опытных площадок
для детального изучения физико-механических свойств грунтов.
В настоящее время известны многие предложения по определе-
нию несущей способности свай по результатам статического зон-
дирования. Большинство из предложений представлены в виде
эмпирических формул или экспериментально-теоретических зави-
симостей, связывающих напряжения на контакте с боковой поверх-
ностью и под наконечником вдавливаемого зонда с предельным
сопротивлением грунта заглублению сваи.
Согласно указаниям дополнения к СНиП П-Б.5-67*, несущую*
способность (в тс) забивной висячей сваи, работающей на осевую
сжимающую нагрузку, по результатам статического зондирования
определяют по формуле
Р = кт (RnF + fnhu), (7.10)
где к — коэффициент однородности грунта основания сваи, оп-
ределяемый на основе статической обработки результатов испыта-
ний (зондирования), согласно СНиП П-Б.1-62*; т — коэффициент
условий работы, принимаемый равным 0,8; 7?н — нормативное со-
противление грунта под концом сваи, тс/м2; F— площадь попереч-
ного сечения сваи, м2; h — глубина забивки сваи, м; и — периметр
поперечного сечения сваи, м; /н— нормативное сопротивление грун-
та на боковой поверхности сваи, тс/м2.
Нормативное сопротивление грунта под нижним концом сваи
(в тс/м2) по результатам зондирования определяют по формуле
Ян = Мз, (7.11)
где Pi — коэффициент, принимаемый при зондировании уста-
новками (первого типа), фиксирующими общее сопротивление грун-
та на боковой поверхности зонда, по табл. 7.9; при зондировании
Таблица 7.9
?3, тс/м» Коэффи- циент 0! перехода от q3 к 7з7 з/, тс/м» Коэффи- циент 0г перехода от /3 к /н Коэффициент 0^ перехода от /3/. к /н при глубине расположения Z-ro слоя грунта, м
1 2 3 h
250 0,75 2 1,5 0,50 0,50 0,50 0,50
500 0,60 4 1,0 0,21 0,33 0,40 0,50
750 0,50 6 0,7 0,17 0,27 0,33 0,50
1000 0,40 8 0,5 0,15 0,24 0,29 0,50
1500 0,30 10 0,4 0,14 0,22 0,26 0,50
2000 0,25 12 — 0,12 0,20 0,23 0,50
Примечание. При глубине расположения слоя от 3 м до h значение ко-
эффициента определяется интерполяцией, где h — то же значение, что и в
формуле (7.10).
159
установками (второго типа), фиксирующими удельное сопротивле-
ние грунта на боковой поверхности зонда вблизи его наконечника
принимают равным 0,5; q3 — среднее значение сопротивления грун-
та, тс/м2, под наконечником зонда, полученное из опыта, на участке,
расположенном в пределах одного d выше и 4d ниже отметки
острия проектируемой сваи (где d — диаметр круглого, или сторо-
на квадратного, или большая сторона прямоугольного сечения
сваи, м).
Нормативное сопротивление грунта на боковой поверхности
сваи /н (в тс/м2) по результатам зондирования определяют:
при зондировании установками первого типа по формуле
/Н-Мз! (М2)
при зондировании установками второго типа по формуле
/н = SPz/зЛ (7 >13)
h
где р2 и 0г — коэффициенты, принимаемые по табл. 7,9; /3—
среднее значение удельного сопротивления грунта на боковой по-
верхности зонда, тс/м2, определяемое как частное от деления изме-'
ренного общего сопротивления грунта на боковой поверхности зон-
да на площадь его боковой поверхности в пределах от поверхности
грунта в точке зондирования до уровня расположения нижнего
конца сваи в выбранном несущем слое; /Зг — среднее удельное со-
противление f-ro слоя грунта на боковой поверхности зонда, тс/м2;
li — толщина 1-го слоя грунта, м; h — то же, что и в формуле (7.10).
Изложенная методика определения нормативных сопротивлений
под нижним концом и на боковой поверхности сваи разработана
применительно к статическому зондированию, характеризуемому
погружением зонда в грунт с постоянной скоростью v ^0,5 м/мин
при одновременной фиксации сопротивлений грунта на боковой по-
верхности зонда и под его наконечником, имеющим диаметр dH=
= 3,6 см и угол при вершине 60°.
§ 7.4. Испытания свай динамической нагрузкой
Сущность этого метода испытания свай, называемого иногда
динамическим методом, сводится к вычислению несущей способно-
сти свай на основании данных о величине их заглубления на пос-
леднем этапе принудительного погружения или при контрольном
допогружении (добивке). Испытания свай динамической нагрузкой
проводят для определения возможной глубины их погружения й
изменения величины отказов, а также для оценки несущей способ-
ности свай. Отказом сваи считают величину погружения ее в грунт
(в см) от одного удара молота.
Для определения несущей способности свай этим методом раз-
работано много формул, из которых большинство не нашло практи-
ческого применения или не получило широкого распространения.
Основой всех разработанных формул является положение о том,
160
что энергия импульса (удара) погружающего оборудования расхо-
дуется на выполнение полезной работы, т. е. непосредственно на
заглубление сваи, и на потери, связанные с преодолением сопротив-
лений упругой деформации наголовника и погружаемой сваи, с
появлением остаточных деформаций и нагревом вкладыша и про-
кладок между наголовником и сваей и т. п.
В зависимости от того, с какой полнотой и степенью точности
учтено влияние разных факторов на интенсивность погружения
сваи и связанную с этим ее несущую способность, предопределена
известность и характер использования тех или иных расчетных фор-
мул динамического-метода. В практике отечественного фундамен-
тостроения длительное время применяется формула Н. М. Герсева-
нова, принятая в СНиП П-Б.5-67* и почти во всех ведомственных
нормативных документах по проектированию и постройке фунда-
ментов зданий и сооружений разного назначения. Для вычисления
расчетной несущей способности свай Р (в тс) по результатам их
динамического испытания несколько видоизмененная формула
имеет следующий вид:
nFM
р = кт —-—
2
Qn+<__
Qn + Q
1
(7.14)
где к, т — соответственно коэффициенты однородности и усло-
вий работы, значения которых принимают такими же, как и в фор-
муле (7.2); F — площадь, ограниченная наружным контуром сплош-
ного или полого поперечного сечения ствола сваи независимо от
наличия или отсутствия острия, м2; п — коэффициент, принимаемый
в зависимости от материала свай:
Железобетонная с наголовником....................... 150 тс/м2
Деревянная без подбабка ........................ 100 »
» с деревянным подбабком.................... 80 »
Стальная с наголовником............................. 500 »
8 — коэффициент восстановления удара, принимаемый при забивке
молотами в2 равным' 0,2, при вибропогружении — 0; Qn — полный
вес молота или вибропогружателя, тс; q — вес сваи, наголовника и
подбабка, тс; М — коэффициент, принимаемый при забивке моло-
том равным единице, а при вибропогружении — в зависимости от
вида грунта под острием сваи:
М
Гравий с песчаным заполнителем ........................ 1,3
Пески средние и крупные средней плотности.............. 1,2
» мелкие средней плотности.......................... 1,1
» пылеватые средней плотности........................ 1,0
Супеси пластичные, суглинки и глины твердые............ 0,9
Суглинки и глины полутвердые........................... 0,8
» . » » тугопластичные....................... 0,7
Примечания. 1. При плотных песках, а также супесях твер-
дой консистенции значение коэффициента М повышается на 30%.
2. Значения коэффициента М рекомендуется уточнять по резуль-
татам статических испытаний свай, заглубленных вибропогружа-
телями;
6—2940
161
Рис. 7.2. Зависимость эквивалент-
ной энергии удара от возмущаю-
щей силы вибропогружателя
е — расчетный остаточный отказ
(в см), равный величине погруже-
ния сваи: при забивке молота-
ми— от одного удара; при ис-
пользовании вибропогружателя от
его работы в течение одной мину-
ты; W— расчетная энергия уда-
ра, тс-см.
Принимается:
для трубчатых дизель-молотов
IF = 0,9Qy/f,
где Qy — вес ударной, части
молота, тс; Н — расчетная высо-
та падения ударной части молота
(принимается на стадии оконча-
ния забивки свай равной для
трубчатых молотов 280 см);
для молотов подвесных и одиночного действия равной QyH, где
Qy — вес ударной части, тс; Н — фактическая высота падения удар-
ной части, см;
для молотов двойного действия и штанговых дизельных соглас-
но паспортным данным;
для вибропогружателей принимается эквивалентная величина
по графику рис. 7.2.
Использование формул динамических испытаний, разработан-
ных первоначально для определения несущей способности свай, за-
биваемых молотами подвесной конструкции и одиночного действия,
приводило к погрешностям в назначении расчетных нагрузок на
сваи, погружаемые молотами двойного действия или дизельными
вследствие неправильной оценки энергии удара таких молотов.
Так, поданным Фундаментпроекта, когда в формуле Н. М. Герсева-
нова принимали энергию удара дизель-молотов по паспортным зна-
чениям, то в 48 случаях из 73 несущая способность свай, вычислен-
ная по этой формуле, была меньше полученной по результатам
статических испытаний: в 2—3 раза для свай, забитых в пески, и в
2—5 раз — в глинистые грунты и мелкие пески. Вследствие этого
необходимо по возможности утрчнять энергию удара применяемых
молотов, сопоставляя результаты статических и динамических испы-
таний свай в одних и тех же условиях.
Несмотря на достоинства формулы Н. М. Герсеванова, в ней,
как и во многих зарубежных формулах, не учитываются потери
энергии на упругую деформацию грунта и сваи. Поэтому формулой
Н. М. Герсеванова рекомендуется пользоваться при оценке несущей
способности свай, забиваемых до отказов более 2 мм.
Несущую способность свай или свай-оболочек, погруженных
вибропогружателем со скоростью 2—10 см/мин, можно приближен-
но определить по формуле
п > / 153WBn \
Р = \кт I -----4- Q , (7-15)
\Л0пОб /
162
Таблица 7.11
Состояние
грунтов
Таблица 7.10
Пески
крупные средние мелкие
Водонасы-’ 4,5 5,0 6,0
щенные
Влажные 3,5 4,0 5,0
Грунты
В > 0,75
0,5 < В <
<0,75
0,25 < В <
< 0,5
Супеси
Суглинки
Глины
3,0
2,5
2,0
где X — коэффициент, учитывающий влияние вибропогружения
на свойства грунта и определяемый по данным статических испыта-
ний. При отсутствии таких данных для ориентировочной оценки не-
сущей способности допускается принимать значения % по табл. 7.10
для песков и по табл. 7.11 для связных грунтов; к и т — обозначе-
ния и их величины те же, что и в формуле (7.2); 7VBn—мощность,
расходуемая электродвигателем на погружение сваи, кВт; Ло —
фактическая амплитуда колебаний сваи, см, принимаемая равной
половине полного размаха колебаний на последней минуте погру-
жения сваи; пОб — частота вращения эксцентриков вибратора,
об/мин; Q — суммарный вес сваи, наголовника и вибропогружа-
теля, тс.
Величину амплитуды колебаний сваи Ло следует определять
вибрографом любого имеющегося типа, например ручным ВР-1.
При отсутствии вибрографа амплитуду можно приближенно опре-
делить путем быстрого прочерчивания горизонтальной линии на
листке бумаги, приклеенной или прижатой к боковой поверхности
колеблющейся сваи. Полученная на бумаге кривая колебаний
используется для определения амплитуды следующим образом. Все
соседние верхние пики кривой соединяют отрезками прямых линий,
то же самое повторяют для нижних пиков кривой. В результате
получается ломаная полоса, ширина которой характеризует разма-
хи колебаний, равные двойной амплитуде. Измерив ширину полосы
с точностью до 1 мм в наиболее широком ее участке, делят заме-
ренную величину пополам, получая искомое значение амплитуды.
Для определения мощности расходуемой электродвигате-
лем вибропогружателя на колебания и погружение сваи, необходи-
мо сначала определить полную потребляемую активную мощность
Nn, используя щитовые приборы на пульте управления вибропогру-
жателя. Наиболее просто мощность 7УП определяется с помощью
ваттметра. При отсутствии ваттметра мощность 7Vn можно опреде-
лять, используя измеренные амперметром, вольтметром и фазомет-
ром значения силы тока /, напряжения V и costp, по формуле
г— IV
дг = У 3 cos ,
г 1000 т
(7.16)
6*
163
где 7Vn — потребляемая мощность, кВт; I — сила тока, А; V —
напряжение, В.
Другой способ определения мощности основан на использовании
показаний счетчика электроэнергии путем подстановки их в фор-
мулу
(Z7J — По) 60
АГп = — t ° > (7.17)
где До — начальное показание счетчика, кВт-ч; П\ — конечное
показание счетчика, кВт-ч; t — время установившейся работы виб-
ропогружателя на последнем залоге, мин.
После определения полной потребляемой мощности расчетную
мощность Двп находят по формуле
= (7.18)
где т] — к.п.д. электродвигателя, принимаемый по паспортным
данным от 0,80 до 0,90; Nx—мощность холостого хода вибропогру-
жателя, определяемая механическими потерями в машине, кВт.
Для низкочастотных свайных вибропогружателей с частотой
вращения эксцентриков пОб = 4004-450 в 1 мин величина Nx состав-
ляет приблизительно 25% паспортной номинальной мощности
электродвигателей. Непосредственное измерение Nx возможно при
работе вибропогружателя, подвешенного в горизонтальном поло-
жении на крюке крана.
Частоту вращения эксцентриков пОб принимают по данным пас-
порта вибропогружателя. Если на последнем залоге производят
регулирование частоты колебаний, число оборотов определяют по
показаниям вибрографа (число колебаний в 1 мин), тахометра или
другим способом, например основываясь на количестве введенных
сопротивлений в цепь ротора электродвигателя.
При слоистых напластованиях грунта определяется средневзве-
шенное значение коэффициента % по формуле
где 1г — толщина i-го слоя грунта; X;— значение коэффициента,
определенного для i-ro слоя грунта.
Величины N, пОб и Ло, определяемые в ходе пробного погружения
свай, относятся к последнему залогу, продолжительность которого
принимается не менее 5 и не более 10 мин. Скорость погружения
на последнем залоге должна быть отличной от нуля и находиться
в пределах 2—10 см/мин. Если средняя скорость погружения боль-
ше указанной, необходимо погрузить сваю до большей глубины, на
которой скорость снизится до заданного уровня.
После определения несущей способности пробной сваи Р по ре-
зультатам ее статического испытания величину % для данных гео-
логических условий находят по формуле
164
1,43Р
153 /вп + Q
А0Поб
(7.20)
Комплекс работ по динамическому испытанию свай включает
подсчет общего количества ударов и общей осадки на каждый метр
погружения забиваемых молотами свай, а для заглубляемых вибро-
погружателем— определение мощности, расходуемой двигателем,
амплитуды колебаний системы и частоты вращения эксцентриков.
Добивку свай после «отдыха» следует производить, как правило,
тем же молотом и при той же высоте подъема ударной части, что
и на последнем этапе забивки свай с использованием наголовника,
имеющего обмятую деревянную прокладку. Полученный при добив-
ке отказ испытуемых свай должен быть равен или меньше расчет-
ного отказа при их добивке. Величину расчетного отказа определя-
ют по формуле
KtnnFWM.
Qn + g2ff
Qn-w ’
(7.21)
ктМ
где обозначения те же, что и в формуле (7.14).
Отказы при забивке и добивке свай следует измерять с точно-
стью не менее 1 мм.
Для свай, испытываемых после отдыха с помощью молотов оди-
ночного действия или подвесных, за расчетный принимают наиболь-
ший средний отказ из залогов от трех или пяти ударов. При исполь-
зовании дизель-молотов динамические испытания рекомендуется
производить холостыми ударами, без подачи горючего. Если испы-
тания проводятся в условиях нормальной работы молота, то за рас-
четный принимают средний отказ от 10 ударов.
В случаях когда величины отказов при забивке не зафиксирова-
ны или недостоверны, допускается добивать сваи дополнительно
30 ударами. Средний отказ от последних 10 ударов принимают за
отказ при забивке.
Полученные в результате добивки свай отказы ед сравнивают с
отказами при забивке е3 и при их соотношении ед<е3 судят о нали-
чии явления засасывания свай.
Если погруженные на проектную глубину сваи не дали расчет-
ного отказа при забивке и добивке, то решение о возможности ис-
пользования этих свай должна принимать проектная организация.
В случае когда расчетный отказ получен у свай, недопогруженных
на требуемую глубину, забивку прекращают после двух дополни-
тельных залогов (20 ударов) при условии обеспечения необходимой
несущей способности и устойчивости фундамента в целом на дейст-
вие расчетных нагрузок с учетом неблагоприятного влияния раз-
ных местных факторов, уменьшающих заделку свай в грунте (раз-
мыв грунта, устройство подвалов в зданиях и т. п.).
165
Следует отметить, что испытания динамической нагрузкой надле-
жит рассматривать как один из методов приближенной оценки
несущей способности свай, притом метод значительно уступающий
по точности методу испытаний свай статической нагрузкой.
Поскольку по величине сопротивления сваи воздействию дина-
мической нагрузки можно судить об относительной плотности про-
резаемых сваей пластов, а также о достижении низом сваи несущего
пласта грунта, то этот метод может быть использован в качестве
вспомогательного, преимущественно для принятия решения о глу-
бине погружения свай в процессе их забивки по расчетному отказу.
Результаты испытаний свай динамической (ударной) нагрузкой
должны быть приведены в акте и в журнале испытаний с указа-
нием: наименования сооружения или здания; номеров свай; харак-
теристики свай (материал, длина, форма и размеры поперечного
сечения, а для деревянных свай — диаметры в верхнем и нижнем
отрубах; для железобетонных свай — паспорт предприятия-изгото-
вителя); данных о повреждениях свай, происшедших в процессе
забивки; глубины погружения; характеристик молота (тип, общая
масса, энергия удара, характеристика наголовника и прокладки в
нем); даты начала, конца и перерывов в забивке; фактических от-
меток дна котлована, верха и низа свай, уровня грунтовых вод;
состояния головы сваи после забивки; температуры воздуха.
Полученные результаты испытаний каждой сваи должны быть
оформлены в виде графика количества ударов от глубины погру-
жения и графика изменения отказов по глубине.
§ 7.5. Испытания свай статической нагрузкой
Сущность этого метода испытания, называемого иногда методом
пробных нагрузок, заключается в непосредственном определении
величины (предельного значения) нагрузки, воспринимаемой испы-
туемой сваей в момент начала резкого увеличения ее деформаций.
Этот метод обеспечивает получение наиболее достоверных данных
о несущей способности испытанных свай. Однако вследствие боль-
шей трудоемкости и стоимости испытания статической нагрузкой
проводят в ограниченном количестве случаев.
Испытания свай проводят одной из трех видов статических на-
грузок: осевой вдавливающей, горизонтальной; осевой выдерги-
вающей.
Основными задачами испытаний свай являются: определение
их несущей способности и деформаций (перемещений): проверка
возможности их погружения; контрольная проверка или уточнение
несущей способности и деформаций погруженных свай.
В зависимости от поставленных задач испытания проводят до
начала или в период проектирования и строительства фундаментов.
При значительных объемах работ, когда требуется погрузить боль-
шое количество свай, испытания заканчивают до начала выпуска
рабочих чертежей фундаментов с целью получения данных для
уточнения необходимой длины и несущей способности свай. В этом
166
случае испытания назначают в местах, существенно отличающих-
ся по характеру напластования и свойствам грунтов, где сваи могут
быть погружены на максимальную и минимальную для данного
объекта глубину сваебойным оборудованием, которое будет исполь-
зовано для сооружения фундаментов.
Если необходимо уточнить только несущую способность, то
испытывают отдельные сваи возводимого фундамента. В качестве
испытуемых назначают сваи, не давшие расчетного отказа, а также
сваи, которые в период эксплуатации сооружения будут восприни-
мать наибольшие нагрузки.
Для уточнения влияния на несущую способность свай разных
неблагоприятных факторов, например замачивания просадочных
грунтов, воздействия динамических нагрузок и т. п., испытания про-
водят по специальной программе.
В практике отечественного и зарубежного фундаментостроения
применяют несколько методов испытаний свай статической нагруз-
кой, в том числе: метод ступенчатого нагружения; метод непрерыв-
ного нагружения; метод равновесия.
Независимо' от метода испытаний наступление предельного со-
стояния по несущей способности характеризуется резким увеличе-
нием смещения сваи под воздействием постоянно действующей или
незначительно возрастающей нагрузки на последнем этапе загру-
жения.
Испытания по первому методу заключаются в том, что сваю на-
гружают ступенями, составляющими Vio—Vis от величины ожидае-
мой несущей способности. Каждую последующую ступень прикла-
дывают после затухания деформации сваи от нагрузки предыдущей
ступени. В качестве критерия затухания деформации (условной
стабилизации) применяют величину перемещения сваи в конце пос-
леднего отрезка времени на каждой ступени под воздействием
неизменяющейся по величине нагрузки.
Разновидностью метода ступенчатого нагружения, когда возра-
стающие ступени нагрузки прикладывают от начала до конца испы-
таний, является метод циклического нагружения, при котором по-
следовательно чередуется приложение возрастающих ступеней
нагрузки с разгрузкой до нуля. Метод циклического нагружения
является наиболее распространенным. Он обеспечивает возмож-
ность выявления остаточных деформаций после каждой ступени
загрузки.
Метод непрерывного нагружения свай подобен методу зондиро-
вания грунтов. Сущность его заключается в плавном увеличении
нагрузки с целью непрерывного перемещения сваи со скоростью
0,5—1,5 мм/мин. Испытания продолжаются от 20 мин до 1 ч в за-
висимости от свойств грунтов, в которые заглублена свая.
По методу равновесия испытуемую сваю с помощью гидравли-
ческих домкратов нагружают ступенями в течение примерно 5 мин
таким образом, чтобы в конце каждой ступени, продолжающейся
10—15 мин, прекратились перемещения сваи вследствие наступле-
ния равновесия между уменьшающимся давлением домкратов (из-
167
Рис. 7.3. Установка для испытания сваи статической нагрузкой:
/ — анкерная свая; 2 — анкерные балки; 3 —упорные клетки; 4 — гидравлические домкраты;
5 — наголовник; 6 — испытываемая свая
за увеличения деформации сваи) и возрастающим сопротивлением
грунта. Продолжительность испытания свай этим методом может
быть уменьшена до 3 раз по сравнению с методом ступенчатого на-
гружения, а точность результатов испытаний примерно одинакова.
Однако до широкого внедрения этих двух методов в строительство
фундаментов необходимо провести дополнительные исследования с
целью уточнения области применения и отработки оптимального
режима испытаний свай в разных грунтовых условиях.
В зависимости от вида испытаний свай применяют разные уста-
новки. Для создания горизонтальных и осевых выдергивающих на-
грузок используют установки из гидравлических домкратов; для
осевых сжимающих нагрузок — установки с гидравлическими дом-
кратами и анкерными сваями, установки с пригрузкой, предназна-
ченной для упора гидравлических домкратов, установки с тариро-
ванным грузом,, комбинированные установки из тарированного гру-
за и домкратов.
Наиболее распространенным является испытание сваи статиче-
ской осевой сжимающей нагрузкой с использованием установки с
одним или батареей гидравлических домкратов, упираемых в уст-
ройство из нескольких стальных балок, которые закреплены за
анкерные сваи (рис. 7.3).
На изготовление и крепление к сваям устройства разового ис-
пользования затрачивается много времени и труда. Применение
инвентарных устройств обеспечивает существенное снижение стои-
мости и сокращение сроков проведения испытаний. Из числа изве-
стных инвентарных конструкций заслуживает внимания самозах-
ватное устройство, разработанное Ленинградским отделением Фун-
даментпроекта (рис. 7.4), состоящее из одной домкратной и двух
168
Рис. 7.4. Инвентарная установка для испытания свай статической нагрузкой:
1— свая; 2 — серьга; 3 — тяга; 4 — закладная балка; 5 — домкратная балка; 6—гидравличе-
ский домкрат
упорных балок, закрепляемых к верхним концам анкерных свай с
помощью хомутов и системы уголков.
Приспособления для захвата головы сваи состоят из двух угол-
ков сечением 200X200X16 м, длиной 400 мм и двух уголков такого
же сечения, но длиной 300 мм, соединяемых попарно качающейся
серьгой. К двум более длинным уголкам, расположенным по диа-
гонали поперечного сечения сваи, прикреплены шарнирно хомуты,
объемлющие конец упорной балки. При натяжении хомута более
длинные уголки смещаются относительно неподвижных коротких
уголков — происходит их заклинивание на свае. Проведенными ис-
пытаниями было установлено, что один такой захват может воспри-
нять нагрузку до 30 тс.
Аналогичный принцип использован в конструкции захватов для
трубчатых свай. Захваты указанной конструкции часто использу-
ются при испытаниях свай, проводимых Фундаментпроектом.
Взаимное размещение испытуемых, анкерных и реперных свай,
а также конструкция балок зависят от величины предельного со-
противления выдергиванию анкерных свай и расстояния между
ними.
Испытываемую и анкерные сваи, а также опоры реперной уста-
новки рекомендуется размещать на возможно большем удалении
169
друг от друга, но не менее шестикратного размера стороны квад-
ратной или диаметра круглой сваи. В фундаментах, воспринимают
щих большие сосредоточенные нагрузки, когда сваи вынуждены
размещать на расстояниях, равных трем линейным размерам сече-
ния сваи, указанное выше условие не выдерживают. Вследствие
этого результаты испытания свай в таких условиях и отдельно (вне
кустов) стоящих свай будут существенно различаться по величине
предельных нагрузок.
Для многих грунтов это явление наблюдается в действительно-
сти. Однако необходимо учитывать, что испытываемые одиночные
сваи, находящиеся в уплотненном грунте свайного поля в процессе
эксплуатации сооружения, будут воспринимать нагрузку, оставаясь
в той же среде. Поэтому результаты таких испытаний могут сопо-
ставляться с расчетными давлениями на сваи фундамента, но не с
данными испытаний одиночных свай вне кустов.
Балочную клетку, как правило, крепят к четырем анкерным
сваям. При слабых грунтах, небольшом заглублении свай или ма-
лом сечении продольной арматуры число анкерных свай увеличи-
вают до шестц, а в отдельных случаях до восьми.
Для нагружения испытуемых свай и свай-оболочек используют
гидравлические домкраты с ручными насосами или с установками
автоматического поддержания заданного давления.
Осадки свай допускается замерять любыми приборами с точ-
ностью не менее 0,1 мм. Наиболее удобными являются прогибоме-
ры. Для измерения деформации сваи рекомендуется использовать
не менее двух приборов. Допускается использование более двух
приборов, если это предусмотрено программой испытаний. Предель-
но допустимые расхождения в показаниях двух приборов не долж-
ны превышать 50% при осадках сваи менее 1 мм, 30% —при осад-
ках от 1 до 5 мм и 20% — при осадках более 5 мм.
Для струн прогибомеров следует применять, как правило, сталь-
ную проволоку диаметром 0,3 мм, которая перед началом измерений
должна быть подвергнута предварительному растяжению в течение
двух дней грузом 4 кгс. Прогибомеры необходимо устанавливать,
как правило, на расстоянии не более 2 м от точки измерения.
До начала работ по устройству анкерной системы необходимо
по каждой свае, подлежащей испытанию, проверить документацию
по ее забивке; убедиться на месте в отсутствии в этих сваях недо-
пустимых отклонений от вертикали или заданного наклона (для на-
клонных свай); отсутствии трещин или излома и отклонений от го-
ризонтали торцовой плоскости головы сваи. В случае обнаружения
перечисленных дефектов в сваях, подлежащих испытанию, решение
о возможности их испытания принимается исходя из условия, что-
бы выявленные дефекты не могли оказать заметного влияния на по-
лучаемые результаты.
СНиП П-Б.5-67* и ГОСТ 5686—69 регламентируют порядок ис-
пытаний свай, вдавливаемых статической ступенчато-возрастающей
нагрузкой. Согласно ему статическое испытание следует продолжать
до тех пор, пока от воздействия нагрузки осадка сваи достигнет
170
Рис. 7.5. Зависимость осадки испытываемой сваи:
а—от нагрузки; б — от нагрузки и продолжительности ее действия
20 мм и более для фундаментов зданий и сооружений с предельной
величиной средних осадок 15 см и не менее 40 мм для сооружений
с предельной величиной средних осадок 30 см.
Если сваи опираются на крупнообломочные грунты или на круп-
ные и средней крупности плотные пески, а также на глинистые грун-
ты твердой консистенции, то испытания допускается прекращать
при осадке менее 20 мм при условии, что максимальная нагрузка
будет не менее 1,5 Р, где Р — несущая способность сваи, подсчитан-
ная по формуле (7.2) (за исключением расчета по формуле дина-
мических испытаний). Допускается также прекращать испытания
независимо от величины нагрузки на сваю в случаях невозможности
достижения критерия затухания деформации в срок, предусмотрен-
ный программой, но не ранее чем через 24 ч в глинистых грунтах
и 12 ч в песчаных грунтах.
Результаты испытаний свай статическими осевыми вдавливаю-
щими нагрузками (ступенчато-возрастающими и циклическими)
должны быть оформлены в журнале испытаний с указанием сле-
дующих данных: наименования сооружения или здания; номеров
свай; характеристик свай; даты погружения готовых свай или изго-
товления буровых свай, а также даты их испытаний; отсчетов по
приборам; средней величины перемещения для каждого отсчета; ве-
личины перемещения свай в пределах цикла (при циклической на-
грузке) ; величины ступеней нагрузок и общие замечания.
Полученные результаты испытаний оформляют в виде графика
перемещений сваи в зависимости от изменения нагрузки S=f(P)
и в зависимости от времени и нагрузок S = f(t, Р) (рис. 7.5). Иногда
графики и геологический разрез в месте нахождения испытанной
сваи приводят на одном листе.
Величина осадки головы сваи является суммой упругой и оста-
точной (пластической) деформаций свай и грунта. Для получения
кривой пластической (остаточной) деформации производят цикли-
ческое загружение сваи (рис. 7.6). Путем периодического снятия
(удаления) нагрузки в ходе испытания и определения упругой де-
171
Рис. 7.6. Кривые зависимостей
осадок сваи от нагрузки:
1 — остаточная; 2 — упругая; 3—
суммарная
деления несущей способности
грунта в основании оболочки:
1 — стальная обечайка; 2 — анкер-
ные балки; 3 — плита; 4 — гидрав-
лический домкрат; 5 — фланцево-
болтовой стык; 6—оболочка; 7 —
столик; 8 — стальная труба; 9 —
центрирующий фонарь; 10— бетон;
11 — трубчатый штамп
формации сваи получают данные
для построения кривой остаточных
деформаций. Точки, в которых кри-
вая полной разгрузки сваи пересе-
кает координатную ось осадок, про-
ектируют горизонтально в точки, со-
ответствующие достигнутой (снятой)
нагрузки и, соединяя последние
плавной линией, получают кривую
пластических деформаций сваи и
грунта. Затем, вычитая ординаты
этой кривой из ординат полных оса-
док, строят кривую упругих дефор-
маций. Необходимость определения
упругих деформаций свай возникает
в случаях, когда требуется точный
расчет осадок фундаментов из свай,
работающих преимущественно в ус-
ловиях отсутствия кустового эф-
фекта.
Контроль несущей способности
свай-оболочек (из-за большой стои-
мости и трудоемкости устройства
анкерно-домкратной установки) про-
изводят методом раздельного испы-
тания сил сопротивления грунта
вдавливанию штампа в уровне низа
оболочки и сил сопротивления грун-
та вдоль ее боковой поверхности
(рис. 7.7). Диаметр штампа назна-
чают (не менее 30 см) таким, чтобы
величина предельной нагрузки на
штамп и боковую поверхность обо-
лочки были примерно равны. В этом
случае необходимо пригружать обо-
лочку на период проведения испыта-
ния грунта штампом.
Штамп из стальной трубы, в
нижней части которой устроено бе-
тонное дно, засыпают грунтом несу-
щего пласта на высоту, определяе-
мую из выражения
, //d
h =----,
D
где h — высота засыпки грунта;
Н и D — соответственно заглубление
и диаметр оболочки; d — диаметр
штампа.
172
Один-два гидравлических домкрата упирают в анкерные балки,
концы которых вварены в стальную обечайку, закрепленную болта-
ми к закладному стыковому элементу оболочки.
По результатам испытания строят графики зависимости нагруз-
ки от перемещения штампа и оболочки. По графикам определяют
предельную нагрузку, воспринимаемую боковой поверхностью обо-
лочки и в уровне ее низа, принимая условно, что силы трения при
выдергивании равны силам трения при вдавливании оболочки, а
предельное напряжение в грунте под штампом будет соответство-
вать давлению под оболочкой.
Известно много способов назначения (определения) расчетной
несущей способности свай по результатам их испытаний статической
нагрузкой. В качестве примеров приводятся пять способов опреде-
ления расчетной нагрузки из числа известных в США.
1. Установить по кривой S = f(P) нагрузку, при которой сум-
марная остаточная осадка за 48 ч не превышает 6 мм, и разделить
на коэффициент запаса 2.
2. Установить по кривой S = f(P) нагрузку, при которой в тече-
ние последних 24 ч отсутствовали осадки, а суммарная осадка,
включая упругую деформацию сваи, составляет не более 0,25 мм
на 1 тс испытательной нагрузки, и разделить эту нагрузку на коэф-
фициент запаса 2.
3. Установить точку, в которой кривая пластических деформа-
ций испытывает резкий перелом, и разделить нагрузку, соответст-
вующую этой точке, на коэффициент запаса 1,5.
4. Провести касательные к началу и нижней части кривой S =
=f(P), определить нагрузку в точке их пересечения и разделить
на коэффициент запаса 1,5 или 2.
5. Найти на кривой S = f(P) точку, в которой полная осадка сваи
становится больше 0,75 мм на 1 тс добавленной нагрузки, и разде-
лить на коэффициент запаса 2 для статической и 3 для вибрацион-
ной нагрузок.
В ЧССР предельную величину сопротивления сваи по графику
«осадка — нагрузка», полученному при испытании, определяют при
осадке свай, равной 15—20 мм, в Швеции — при осадке, равной 0,1
диаметра сваи, в ФРГ и Бельгии — при осадке, равной 20 мм.
Приведенные примеры являются подтверждением отсутствия в
зарубежной практике фундаментостроения единой методики опреде-
ления предельной и расчетной несущей способности свай.
Общим недостатком большинства известных способов является
малообоснованная методика назначения величины предельной на-
грузки на испытанную сваю по кривой «осадка — нагрузка». Объяс-
няется это недоучетом влияния разных факторов и, в первую оче-
редь, времени на увеличение осадки свай, особенно в связанных
грунтах, вследствие того, что испытания продолжаются день-два, а
сооружения эксплуатируются десятки, а иногда и более сотни лет.
Согласно указаниям СНиП П.Б.5-67*, несущую способность свай
по результатам их испытаний статической вдавливающей нагруз-
кой определяют по формуле
173
Р = ктРи,
(7.22)
где к, т — соответственно коэффициенты однородности и усло-
вий работы, причем к = 0,8, а /и=1; Рн — нормативная несущая спо-
собность сваи, определяемая по графику «осадка — нагрузка».
Для фундаментов мостов за нормативное сопротивление сваи
принимают, как правило, нагрузку на одну ступень меньше соот-
ветствующей нагрузки, при которой приращение осадки за одну сту-
пень загружения (при общей величине осадки более 4 см) превы-
шает в 5 раз и более приращение осадки, полученное за предшест-
вующую ступень нагружения. Если при общей осадке сваи более
4 см продолжается ее незатухающее перемещение в течение суток,
то за предельную принимают нагрузку, соответствующую этой сту-
пени нагружения.
Для зданий и сооружений, за исключением мостов, за норматив-
ное сопротивление сваи принимают нагрузку, под воздействием ко-
торой осадка испытываемой сваи
Д = С$пс, (7.23)
где Sn.c — предельная величина средней осадки фундамента про-
ектируемого здания или сооружения, принимаемая по действующим
нормам; £— коэффициент перехода от предельной величины сред-
ней осадки фундамента здания или сооружения, учитываемой в про-
екте от длительной нагрузки, к осадке сваи, полученной в результа-
те статических испытаний. Величину коэффициента £ принимают
от 0,1 до 0,3 в зависимости от свойств грунтов и критерия затуха-
ния деформации сваи.
Испытания свай статическими горизонтальными ступенчато-воз-
растающими нагрузками производят с целью установления величин
их перемещений и соответствующих этим перемещениям горизон-
тальных нагрузок.
Испытываемые сваи следует нагружать до величин, вызывающих
их горизонтальное смещение в уровне поверхности грунта 30 мм
для квадратных и прямоугольных забивных свай сплошного сече-
ния и с круглой полостью, а также буровых свай, 50 мм для полых
круглых свай, свай-оболочек и буровых свай-столбов с уширенной
пятой. Указанные смещения относятся к сваям, не используемым
после их испытаний в свайном фундаменте. Если сваи используют
в фундаменте, нагрузки на них при испытании не должны превы-
шать принятых в проекте фундамента.
Величину ступеней нагрузок устанавливают программой испы-
таний в зависимости от вида грунтов и принимают в пределах от
Vio до 715 предполагаемой нормативной нагрузки на сваю.
Сваи загружают до момента условной стабилизации перемеще-
ний во времени на каждой ступени нагрузки, принимая ее величи-
ну такой же, как и в испытаниях свай вдавливающей нагрузкой.
Форсированный метод испытания свай без условной стабилиза-
ции перемещений во времени допускается применять в случаях, ког-
да горизонтальные нагрузки, предусмотренные проектом, относятся
174
к кратковременным (монтажным). Интенсивность увеличения ис-
пытательной нагрузки должна быть постоянной с продолжитель-
ностью действия нагрузки не менее 5 мин на каждой ступени.
Для измерения горизонтальных перемещений испытуемых свай
необходимо устанавливать в плоскости действия расчетной схемы
по два и более прогибомеров в уровне поверхности грунта (на ак-
ваториях— у поверхности воды) и в уровне приложения испыта-
тельной нагрузки.
Результаты испытаний свай горизонтальными нагрузками долж-
ны быть оформлены в журнале испытаний с указанием данных, ана-
логичных испытаниям свай осевыми вдавливающими нагрузками.
Кроме того, результаты испытаний каждой сваи следует оформлять
в виде графика зависимости горизонтального перемещения от на-
грузки и изменения перемещения во времени по ступеням нагрузки.
Несущую способность Рг (в тс) сваи по результатам ее испыта-
ния горизонтальной статической (ступенчато-возрастающей) на-
грузкой определяют по формуле
Рг = ктР*, (7.24)
где /с, т— соответственно коэффициенты однородности и усло-
вий работы, причем №0,7, а /п=1; Р* — нормативное сопротивле-
ние сваи горизонтальной нагрузке (определяют по графику переме-
щения сваи от нагрузки). Значение Р” принимают равным нагруз-
ке, при которой величина горизонтального перемещения начинает
непрерывно возрастать без увеличения нагрузки.
Испытания свай статическими выдергивающими ступенчато-
возрастающими нагрузками производят для выявления несущей спо-
собности свай на выдергивание.
В качестве испытуемых допускается использовать сваи, ранее
испытанные динамической и статической вдавливающей нагрузка-
ми. Испытания свай допускается производить после «отдыха», про-
должительность которого должна быть не менее принятого для свай,
подвергаемых испытанию динамической или статической вдавли-
вающей нагрузкой (см. § 7.1).
Сваи следует нагружать до выдергивания их из грунта на 25 мм
и более. Если испытанные сваи будут использоваться в дальнейшем
в составе фундамента, максимальная нагрузка при испытании не
должна превышать принятую в проекте фундамента.
Нагрузку на сваю прикладывают ступенями, не превышающими
Ую предполагаемой нормативной нагрузки до стабилизации пере-
мещений на каждой ступени нагрузки, принимая ее величину такой
же, как при испытаниях свай вдавливающей нагрузкой.
В конструкции загрузочного устройства следует обеспечить воз-
можность передачи испытательной нагрузки строго по оси сваи.
Данные об испытаниях свай выдергивающей нагрузкой должны
быть оформлены по аналогии с испытаниями свай вдавливающей
нагрузкой. Кроме того, результаты испытаний каждой сваи следует
175
оформить в виде графика зависимости перемещения сваи от на-
грузки и изменения перемещения во времени по ступеням нагрузки.
Несущую способность Рв (в тс) сваи по результатам испытаний
выдергивающей статической ступенчато-возрастающей нагрузкой
определяют по формуле
Рв = ктР^ (7.25)
где к — коэффициент однородности грунта, принимаемый рав-
ным 0,7; т — коэффициент условий работы, принимаемый при глу-
бине погружения свай в грунт на 4 м и более равным 0,8, а при
глубине погружения сваи менее 4 м равным 0,6; Р*—нормативное
сопротивление сваи вертикальной выдергивающей нагрузке, опре-
деляемое по графику зависимости перемещения (поднятия) сваи от
нагрузки. Значение принимают равным нагрузке, при которой вер-
тикальное перемещение сваи начинает непрерывно возрастать без
увеличения нагрузки.
В заключение следует отметить, что по опыту строительства со-
оружений в ряде случаев удавалось на 10—30% уменьшать коли-
чество свай в фундаментах, если статические испытания проводили
в начале свайных работ. Затраты времени и труда на проведение
испытаний всегда окупаются значительной экономией средств, по-
лучаемых за счет облегчения конструкции фундаментов.
Глава 8
РАСЧЕТЫ СВАЙНЫХ ФУНДАМЕНТОВ
§ 8.1. Основные положения
Способы расчета свайных фундаментов опор мостов приведены
в «Нормах и технических условиях проектирования железнодорож-
ных, автодорожных и городских мостов и труб» (СН 200-62), «Тех-
нических указаниях по проектированию высоких свайных ростверков
мостовых опор» (ТУВР—56) и «Технических указаниях по проекти-
рованию и строительству фундаментов и опор мостов из сборных
железобетонных оболочек» (ВСН 110-64).
В СН 200-62 изложена методика расчета свайных фундаментов
с плитой, расположенной в грунте. Методики расчета фундаментов
с плитой, расположенной над грунтом, содержат ТУВР—56 и ВСН
110-64. Методика ТУВР—56 охватывает расчет фундаментов из свай
и оболочек малого диаметра, а методика ВСН 110-64 — расчет фун-
даментов из оболочек большого диаметра (от 1 м и более).
Методики расчета свайных фундаментов, изложенные в СН
200-62, ТУВР—56 и ВСН 110-64, основаны на совершенно различных
положениях. Это приводит к противоречиям, которые выражаются
в том, что на общих границах применения этих методик по ним по-
лучаются резко отличающиеся результаты. Неблагополучное по-
ложение усугубляется еще и тем, что методика СН 200-62 и некото-
176
рые рекомендации ТУВР—56, как уже неоднократно отмечалось,
содержат существенные недостатки. Приводим пример, иллюстри-
рующий противоречия, которые возникали при проектировании свай-
ных фундаментов мостовых опор. Харьковским отделением Пром-
трансниипроекта проектировалась железнодорожная эстакада на
свайных фундаментах с глубоко заложенными в грунте плитами.
Расчет фундаментов, согласно СН 200-62, выявил необходимость
забивки 13 свай под каждую опору. Расчет же этих фундаментов по
методике ТУВР—56, выполненный в предположении отсутствия
грунта, окружающего плиту, показал возможность забивки под каж-
дую опору только девяти свай. Противоречивость полученных ре-
зультатов очевидна: удаление грунта вокруг плиты может только
ухудшить условия работы фундамента и, следовательно, привести
к увеличению необходимого количества свай, а не к уменьшению,
как это получилось по расчету.
В связи с изложенным возникла необходимость в совершенство-
вании расчета свайных фундаментов. Полностью устранить проти-
воречия, возникающие при проектировании таких фундаментных
конструкций, удалось лишь в результате разработки обобщенной
методики, позволяющей с единых позиций рассчитывать фундамен-
ты, состоящие из свай, оболочек или столбов любого диаметра и
плиты, расположенной над грунтом или заглубленной в грунт. Та-
кая методика была разработана ЦНИИСом совместно с ВЗПИ.
Основные положения обобщенной методики согласуются с основ-
ными положениями методики, изложенной в ВСН 110-64, а также
методики расчета массивных фундаментов глубокого заложения,
изложенной в приложении 25 к СН 200-62. В связи с этим она можег
рассматриваться как обобщенная методика расчета фундаментов
глубокого заложения, т. е. фундаментов из свай, оболочек или стол-
бов, а также фундаментов из опускных колодцев или кессонов. На
основе обобщенной методики разработаны изданные ЦНИИСом в
1970 г. «Рекомендации по расчету фундаментов глубокого заложе-
ния опор мостов». В несколько сокращенном объеме обобщенная
методика вошла ,в «Руководство по проектированию свайных фунда-
ментов» (Стройиздат, 1971).
В обобщенной методике грунт рассматривается как упругая
линейно деформируемая среда, характеризуемая коэффициентом
постели.
Расчет фундаментов производят с учетом сопротивления грунта
перемещениям как свай, оболочек или столбов, так и плиты Ч Реак-
тивное давление грунта на плиту устанавливают только «а участ-
ках ее боковых граней, перемещающихся к грунту. Коэффициент
постели CZ1 (в тс/м3) грунта по боковым граням плиты определяют
по формуле
CZ1 = K6zlt (8.1)
1 Предполагается, что при производстве работ обеспечивается не только кон-
такт между боковыми поверхностями плиты и грунтом, но и его достаточная
плотность.
177
где Кб— коэффициент пропорциональности, тс/м4, характери-
зующий изменение с глубиной коэффициента постели грунта, рас-
положенного выше подошвы плиты; Z\ — глубина расположения точ-
ки, для которой определяют коэффициент постели, т. е. расстояние
•от этой точки до расчетной поверхности грунта, м.
Расчетную поверхность грунта принимают на отметке местного
размыва при расчетном паводке.
Для устоев за расчетную поверхность грунта принимают естест-
венную поверхность грунта, а при наличии старой насыпи или на-
сыпи, возводимой намывом,— их поверхность. В случае очень сла-
бого верхнего слоя грунта (ил, текучепластичная глина или сугли-
нок) за расчетную поверхность принимают подошву этого слоя.
Коэффициент постели Cz грунта по боковой поверхности сваи,
•оболочки или столба определяют по формуле
= (8.2)
где К— коэффициент пропорциональности, тс/м4, характеризу-
ющий изменение с глубиной коэффициента постели грунта, окружа-
ющего сваю, оболочку или столб; z— глубина расположения точки,
для которой определяют коэффициент постели по отношению к рас-
четной поверхности грунта (при плите, расположенной над грун-
том) или к подошве плиты (при плите, заглубленной в грунт), м.
Коэффициент постели C0CH (в тс/м3) грунта под подошвой сваи,
имеющей уширение, оболочки или столба определяют по формуле
СОсн = -^- С, (8.3)
“ОСН
где С — характеристика, тс/м3, грунта, расположенного под по-
дошвой сваи, оболочки или столба; d0CH— толщина (диаметр) по-
дошвы сваи, оболочки или столба, принимаемая при наличии уши-
рения в нижней части, равной наибольшему поперечному размеру
уширения, а при отсутствии уширения — толщине (диаметру) ство-
ла оболочки или столба, м.
5
В формуле (8.3) отношение ------ представляет собой коэффи-
^осн
циент, которым учитывают влияние размера площади (диаметра)
подошвы сваи, оболочки или столба на осадку основания (при од-
них и тех же давлениях на него).
Характеристику С нескального грунта принимают равной
С = tf0Ai, (8.4)
но не менее 1О/Го» (8.5)
где Ко — коэффициент пропорциональности, тс/м4, грунта, рас-
положенного под подошвой сваи, оболочки или столба; hx — глубина
расположения подошвы сваи, оболочки или столба по отношению к
расчетной поверхности грунта, м.
Значение характеристики С скального грунта в основании обо-
лочек или столбов принимают (независимо от глубины расположе-
на
Таблица 8.1
Вид грунта и его характеристика К для свай К для оболочек и столбов; К 0
Текучепластичные глины и суглинки (0,75< <В<1) 65—250 50—200
Мягкопластичные глины и суглинки (0,5<В^ ^0,75), пластичные супеси (O^B^l), пылева- тые пески (0,6 0,8) 250-500 200—400
Тугопластпчные и полутвердые глины и суглин- ки (0^В^0,5), твердые супеси (В<0) и пески мелкие (0,6^ 0,75) и средней крупности (0,55^е^0,7) 500—800 400—600
Твердые глины и суглинки (В<0), пески круп- ные (0,55^6^0,7) Пески гравелистые (0,55^6^0,7), гравий и галька с песчаным заполнением 800-1300 600—1000 1000—20001
ния подошвы) по значению кубиковой прочности 7?Сж скального
грунта: при /?Сж=Ю0 тс/м2 С = 3-104 тс/м3; при 7?Сж = 2500 тс/м2
С=1,5-106 тс/м3; при промежуточных величинах значение С
определяют интерполяцией.
Значения коэффициентов пропорциональности К, Кб и Ко при-
нимают по табл. 8.1. Меньшие величины коэффициентов К, Кб и Ко
в таблице соответствуют наибольшим значениям консистенции В
глинистых и коэффициентам пористости е песчаных грунтов, ука-
занным в скобках после наименования грунта, а большие величи-
ны— соответственно более низким значениям В или е. Для грунтов,
имеющих промежуточные значения В или е, величины коэффициен-
тов К, Кб и Ко принимают по интерполяции. В случае когда конси-
стенция глинистых грунтов дается не численно, а в виде наименова-
ния и пески указываются средней плотности, коэффициенты К, Кб
и Ко принимают равными средним арифметическим из указанных в
таблице пределов соответствующих величин для данного вида
грунта.
Коэффициенты К и Ко для плотных песков принимают на 30%
выше, чем наибольшие из указанных в таблице значений этих
коэффициентов для заданного вида грунта.
Если в пределах глубины hn заложения подошвы плиты фунда-
мента (ниже расчетной поверхности грунта) расположено несколько
слоев грунта, можно сопротивление грунта по боковым граням пли-
ты определять по приведенному значению Кб> вычисленному по фор-
муле
у. 3 K6ihi _ «
#6 =---7---> (8-6)
где Кбг — значение коэффициента пропорциональности для i-ro
слоя грунта; hi — толщина f-го слоя грунта (2/ii = /in).
В случае когда свая (оболочка или столб) прорезает несколько
слоев грунта, можно сопротивление грунта по ее боковой поверхно-
179
сти определять, пользуясь одним приведенным значением К. Если
в пределах глубины hK (в м) от расчетной поверхности грунта (при
плите, расположенной над грунтом) или от подошвы плиты (при
плите, заглубленной в грунт), равной
Ая = 2(^+1), (8.7)
расположен один слой грунта, то приведенное значение К прини-
мают равным значению, соответствующему этому грунту.
В формуле (8.7) через d обозначена толщина (диаметр) сваи,
оболочки или столба в метрах.
Если в пределах глубины hK расположено два слоя грунта, то
приведенное значение К определяют по формуле
Kih[ (2hK — hj) 4- /Гц (hK —
К — » (8.8)
hK
я если три слоя, то по формуле
[2 (Лш 4- Лн) 4- h^] 4- ЯцЛц (2ЛШ 4- Лп) 4- ЯП1Л|П
/Г = - , (8.9)
пк
где hi — толщина I (верхнего) слоя грунта; йц и йщ— толщины
II и III слоев грунта (в пределах йк); Къ Ли и Кш — значения ко-
эффициентов пропорциональности для грунтов I, II и III слоев.
Формулы для определения приведенного значения К получены
в предположении, что на деформации сваи и усилия, возникающие
ст горизонтальных нагрузок, влияют в основном величины К, отно-
сящиеся к верхним слоям грунта с общей толщиной hK, в пределах
которой это влияние уменьшается от наибольшего в уровне поверх-
ности грунта до нуля на глубине йк.
Давление грунта на подошву сваи (оболочки или столба) учи-
тывают по действительным размерам подошвы, а на боковую по-
верхность — как для работающей в условиях плоской задачи отдель-
но стоящей сваи прямоугольного сечения с шириной 6Р (расчетной).
Отличие фактических условий работы свай от принятых при выводе
формул отражают специальными экспериментально установленны-
ми коэффициентами при переходе от фактической толщины (диа-
метра) сваи d к расчетной ширине 6Р *.
Расчетную ширину 6Р оболочки или столба определяют по фор-
муле
= (8.10)
* Следует отметить, что в приводимые в следующем параграфе формулы для
определения горизонтальных смещений и углов поворота сечений свай, а также
действующих в этих сечениях поперечных сил и изгибающих моментов входит
произведение КЬР, а не отдельно величины К и Ьр. Поэтому эти формулы дадут
те же результаты, если давление грунта на боковую поверхность сваи устанавли-
вать по фактической ее ширине (толщине) d, а на указанные коэффициенты умно-
жать величину К, получая тем самым характеристику сопротивления грунта,
отражающую не только его свойства, но и учитываемые этими коэффициентами
условия (факторы).
180
а сваи — по формуле
(8.12)
(8.13)
(8.14)
£р = *Ф*о<*, (8-И)
где к — коэффициент, учитывающий взаимное влияние оболочек
или столбов, расположенных в одном ряду, параллельном плоскости
действия горизонтальных и моментных нагрузок, на их работу в
грунте; к$ — коэффициент, учитывающий форму поперечного сече-
ния сваи (оболочки или столба). При квадратном сечении Кф=1,
при круглом Кф = 0,9; к0 — коэффициент, учитывающий отличие дей-
ствительных (пространственных) условий работы сваи от условий
плоской задачи.
Для оболочек или столбов коэффициент к0 определяют по фор-
муле , а для свай — по формуле к0= 1,54-— , где d —
d d
толщина (диаметр) сваи, оболочки или столба, м.
С учетом этих формул выражения (8.10) и (8.11) расчетной ши-
рины 6р (в м) принимают вид:
а) для оболочек или столбов
ьр = ккф (d + 1);
б) для свай
Ьр — Кф (1,5</ -|- 0,5).
Коэффициент к принимают равным
(1-«>)£₽
но не больше единицы.
В формуле (8.14) К\— коэффициент, зависящий от числа пр обо-
лочек или столбов в одной вертикальной плоскости (в одном ряду),
параллельной плоскости действия нагрузки. При np=l Ki = l; при
лр = 2 Ki=0,6; при np = 3 Ki = 0,5; при пр^4 К! = 0,45; Ар— среднее
расстояние в свету (на уровне поверхности грунта) между оболоч-
ками или столбами, расположенными в рассматриваемой плоско-
сти, м.
В тех случаях, когда в разных вертикальных плоскостях, парал-
лельных плоскости действия нагрузки (в разных рядах), располо-
жено разное количество оболочек или столбов, коэффициент к при-
нимают одинаковым для всех оболочек или столбов и равным мень-
шему из значений, полученных для разных рядов. При отсутствии
оболочек или столбов в какой-либо вертикальной плоскости, парал-
лельной плоскости действия нагрузки, принимают к=1. При распо-
ложении оболочек или столбов в шахматном порядке и при расстоя-
ниях между осями соседних рядов, параллельных плоскости дейст-
вия нагрузки, меньших (d+1) м, значение к устанавливают как для
приведенного ряда, полученного проектированием оболочек или
столбов на плоскость действия нагрузки (рис. 8.1).
При расчете фундамента на совместное действие нагрузок вдоль
и поперек оси моста значение к принимают меньшим из значений,
полученных для каждого из этих направлений.
181
Рис. 8.1. Схема к определению
коэффициента к при оболочках
при столбах, расположенных в
шахматном порядке:
1 — план расположения оболочек
(столбов); 2 — след плоскости дей-
ствия нагрузки; 3 — приведенный
ряд оболочек
Сваи, оболочки или столбы, по-
груженные в нескальные грунты с
опиранием или без опирания нижних
концов на скальные породы, рас-
сматривают как расположенные в-
однородной упругой среде с упруго*
закрепленными нижними концами.
Глубину h заложения сваи (оболоч-
ки или столба) в грунте принимают
равной расстоянию от ее нижнего*
конца до расчетной поверхности
грунта (при плите, расположенной
над грунтом), или до подошвы пли-
ты (при плите, заглубленной в
грунт).
Столбы, забуренные в скалу„
рассматривают как жестко заделан-
ные в сечении, расположенном на Д/i ниже поверхности скальной
породы. Глубину h заложения такого столба принимают равной
расстоянию от указанного сечения до расчетной поверхности грунта
(при плите, расположенной над грунтом) или до подошвы плиты
(при плите, заглубленной в грунт). Величина Ah зависит от вида
скального грунта и может быть принята равной: при слабом раку-
d '
2 ’
шечнике или мергеле Д/z =
при известняке или песчанике
— Д/г = — ; при кристаллической породе Д/г = О.
3
При расчете фундаментов перемещения головы каждой сваи,,
оболочки или столба принимают прямо пропорциональными дей-
ствующим на них нагрузкам, а деформации конструкции предпола-
гают малыми по сравнению с размерами ее элементов. В соответ-
ствии с этим расчет фундаментов по обобщенной методике произ-
водят обычными методами строительной механики.
Головы свай, оболочек или столбов принимают жестко заделан-
ными в плиты.
Обобщенную методику используют для определения перемеще-
ний фундамента (за исключением осадки фундамента совместно с
грунтом межсвайного пространства), продольных сил, поперечных
сил и изгибающих моментов, действующих в поперечных сечениях
свай (оболочек или столбов), а также давлений на грунт по кон-
такту с боковой поверхностью сваи. При необходимости по обоб-
щенной методике можно определить давления на грунт от заглуб-
ленной в него плиты, а также выявить неравномерность распреде-
ления давлений на грунт по подошве оболочки или столба.
Определенные расчетом (от нормативных нагрузок) перемеще-
ния плиты фундамента используют для вычисления подлежащих
проверке перемещений верха опоры.
На наиболее неблагоприятное сочетание внутренних усилий
(продольной силы, изгибающего момента и поперечной силы) вы-
182
численных от расчетных нагрузок, производят расчет прочности
свай (оболочек или столбов) по материалу, а на наиболее небла-
гоприятное сочетание внутренних усилий, вычисленных от норматив-
ных нагрузок,— расчет трещиностойкости свай. В расчетах свобод-
ную (приведенную) длину I свай (оболочек или столбов) следует
принимать с учетом конструкции опоры и степени сопротивляемости
плиты фундамента горизонтальным и угловым перемещениям, обу-
словленной особенностью сопряжения опоры с пролетными строе-
ниями, рассматривая каждую сваю как стержень,-жестко заделан-
ный на расстоянии 1М от подошвы плиты фундамента. В случае мно-
горядных свайных фундаментов свободную длину I свай следует
принимать не более /м, а при наличии наклонных свай, препятст-
вующих горизонтальным смещениям плиты в любом направлении,
допускается принимать / = 0,5/м.
Величину 1М (длину изгиба сваи) допускается определять по
формуле (8.46). Для столбов, забуренных в скалу, длину изгиба
принимают по формуле (8.46), но не более h + l0, где /0— длина
участка сваи, расположенного выше расчетной поверхности грунта.
Определенные по обобщенной методике наибольшее Мпах и наи-
меньшее Main из продольных усилий в верхних сечениях свай (уси-
лия положительны при сжатии в сечении и отрицательны при рас-
тяжении) используют для проверки несущей способности свайного
фундамента по грунту.
В СН 200-62 принято, что несущая способность фундамента по
грунту обеспечена, если удовлетворяются условия:
Mnax + G 1 (8 15)
I -^mln I ГП\Рв, J
где G — вес сваи, оболочки или столба (для сваи допускается
принимать G = 0); Р и Рв — несущая способность одиночной сваи,
оболочки или столба соответственно при сжатии или выдергивании;
/7?1 — коэффициент условий работы.
Коэффициент т\ учитывает возможность того, что несущая спо-
собность одной какой-либо сваи (оболочки или столба) может ока-
заться ниже несущей способности остальных свай; так как это опас-
но при малом количестве свай в фундаменте и практически не опас-
но при большом, значение принимают по табл. 8.2 в зависимости
от числа свай в фундаменте. Более высокие значения этого коэф-
фициента для фундаментов с плитами, заглубленными в грунт, при-
няты потому, что опирание плиты на грунт обеспечивает дополни-
тельный запас несущей способности фундамента. >
Второе из условий (8.15) проверяют только, если Mnin—G<0.
Формулы (8.15) не отражают того, что при действии на много-
рядные фундаменты вертикальной силы, горизонтальной силы и
момента достижение продольным усилием в наиболее нагруженной
свае ее предельной несущей способности (по грунту) еще не означа-
ет исчерпывания несущей способности фундамента в целом, кото-
рый за счет увеличения продольных усилий в менее нагруженных
сваях может воспринимать дополнительную нагрузку без сущест-
183
Таблица 8.2
Расположение фундаментной плиты Число свай в фундаменте
1-5 6-10 11-20 20 и более
mt
Над грунтом В грунте 0,80 0,85 0,85 0,90 0,90 1,00 1,00 1,00
(8.16)
венного нарастания перемещений. На основе исследований, выпол-
ненных в ЦНИИСе, эту особенность работы свайных фундаментов
предлагается учитывать коэффициентом условий работы т2 и, сле-
довательно, их несущую способность (по грунту) проверять по фор-
мулам:
Мпах + G < ггцтоР;
I Mnin I — G< m{m2PB.
Величину коэффициента т2 рекомендуется принимать по табл.
8.3* в зависимости от плоской схемы фундамента, получаемой про-
ектированием его на плоскость действия нагрузки, от количества пг
групповых свай на этой схеме (т. е. от числа свайных рядов, рас-
положенных перпендикулярно плоскости действия нагрузки) и от
степени неравномерности распределения продольных усилий в сваях
фундамента. Последняя характеризуется отношением ^ = -^mln-
•^max
наименьшего продольного усилия в верхнем сечении сваи к наиболь-
шему. Для случаев, не охваченных табл. 8.3, следует принимать
т2=1.
При пространственных расчетах значение т2 можно принимать
как наименьшее из значений, установленных для двух плоских схем.
Таблица 8.3
Плоская схема фундамента лг 0,1 <л уу< <0,3
77Z а
С одними вертикальными сваями 4 1,10 1,10 1,10
5—7 1,15 1,15 1,10
>8 1,20 1,15 1,10
С наклонными сваями 5—7 1,10 1,10 1,00
>8 1,15 1,10 1,10
* Способность фундаментов воспринимать нагрузки, существенно превышаю-
щие те, которым соответствует исчерпывание несущей способности одной сваи
(оболочки или столба), связано с распределяющей способностью жестких плит.
Поэтому значениями коэффициента ш2, приведенными в табл. 8.3, нельзя пользо-
ваться при расчете фундаментов с плитами, которые не могут рассматриваться
как бесконечно жесткие.
184
полученных проектированием ростверка на вертикальную плоскость,
проходящую через ось моста, и на вертикальную плоскость, ей пер*
пендикулярную.
Растяжение в сваях, оболочках или столбах не допускается
от одних постоянных нагрузок, а также от постоянных, действующих
совместно с подвижными вертикальными нагрузками.
При определении продольных усилий Мпах и 7Vmin в сваях, обо-
лочках или столбах нагрузку от торможения, поперечных ударов
подвижного состава, навала судов, давления ветра и льда можно
учитывать, не предусматривая возможности одновременного дейст-
вия одних из этих нагрузок вдоль, а других поперек оси моста !.
При определении веса G, входящего в первую из формул (8.16),
взвешивающее действие воды учитывают только в тех случаях, если
это действие отражено при определении несущей способности грун-
та под нижним концом оболочки или столба. Вес G, входящий во
вторую из этих формул, во всех случаях определяют с учетом взве-
шивающего действия воды. Несущую способность одиночной сваи
(оболочки или столба) при сжатии Р или растяжении Рв определя-
ют согласно СНиП Н-Б.5-67*.
Работа сваи (оболочки или столба) при поперечной нагрузке
зависит от приведенной (безразмерной) глубины h ее заложения в
грунте, характеризующей жесткость сваи по отношению к податли-
вости окружающего ее грунта.
h = ach, (8.17)
где ас — коэффициент деформации сваи в грунте, зависящий от
жесткости EI поперечного сечения сваи, ее расчетной ширины
и коэффициента пропорциональности К;
“с=у-^- (8.18)
F EI
Для облегчения вычисления коэффициента деформации сваи в
грунте приводится табл. 8.4, в которой даны значения ас ^в ,
105/f£p /• 1 \
соответствующие различным значениям ———(в —).
Чем меньше приведенная (безразмерная) глубина h заложения
сваи (оболочки или грунта) в грунте, тем больше относительная
1 В СН 200-62, содержащих методику расчета фундаментов с заглубленными
в грунт плитами, предусматривается суммирование усилий в угловой свае от
перечисленных сил, одновременно действующих в двух направлениях. В «Рекомен-
дациях по расчету фундаментов глубокого заложения опор мостов» исключено
требование о необходимости такого суммирования. При этом учтено отсутствие
сколько-нибудь обоснованного коэффициента, учитывающего малую вероятность
одновременного действия перечисленных сил (расчетной величины) в двух направ-
лениях, и, главное, многолетний опыт проектирования фундаментов с плитами,
расположенными над грунтом (кстати, работающих в более неблагоприятных
условиях, чем фундаменты с плитами, заглубленными в грунт), при расчете кото-
рых согласно п. 34 ТУВР—56 подобное суммирование усилий не рекомендуется.
185
жесткость сваи (вернее, ее участка, расположенного в грунте). Пря
й^2,5 внутренние усилия (поперечные силы и изгибающие момен-
ты) в сечениях сваи и давления на грунт по контакту с ее боковой
поверхностью можно определять (с достаточной для практики точ-
ностью), рассматривая жесткость сваи бесконечно большой1. При
й = 4, наоборот, относительная жесткость сваи (оболочки или стол-
ба) настолько мала, что дальнейшее заглубление сваи в грунт пе-
рестает влиять на ее работу от поперечной нагрузки, приложенной
в уровне поверхности грунта или выше этого уровня; перестает
отражаться на работе в грунте оболочки (столба) и изменение-
условий на ее нижнем конце (т. е. является ли этот конец свободно*
опертым на податливый грунт или жестко заделанным в скальную
породу).
В опорах мостов применяют фундаменты со столбами, которые-
погружают через толщу нескального грунта и заделывают в скаль-
ную породу. Если приведенная глубина таких столбов й<4, то по-
перечная сила и изгибающий момент в сечении столба на уровне
его заделки в скальную породу не могут приниматься равными ну-
лю и прочность заделки надо проверить на совместное действие
продольной силы Nh, изгибающего момента М]г и поперечной силы
Qh, найденных расчетом для глубины z = h (см. § 8.2). При провер-
ке прочности заделки эти усилия следует приложить к забуренному
в скалу участку столба в уровне поверхности скалы.
Кроме указанных выше проверок, следует также проверить дав-
ления на грунт, действующие по контакту с боковой поверхностью
оболочек или столбов (для сваи эти проверки, как правило, не вы-
полняют).
Условия, которым должны удовлетворять величины боковых
давлений oz оболочек (столбов) на грунт, зависят от приведенной
глубины h = асА их заложения в грунте. При й^2,5 следует прове-
рить, чтобы величины горизонтальных давлений ^л/з и аЛ, дейст-
вующих соответственно на глубинах Л/3 и Л, удовлетворяли усло-
виям:
4 [ "ih \
+ (8-19>
°Л <7)17)2 ТТГ *8 ? + с>-
11 COS
(8.20>
При Л>2,5, в случае когда наибольшее горизонтальное давле-
ние az на передней части боковой поверхности оболочки действует
на глубине z , следует проверить выполнение условия
о
4
----(7z'tg<p+c), (8.2.1)
COS Ф
1 Это не относится к юризонтальным перемещениям сваи, которые можно
определять, рассматривая ее как бесконечно жесткую лишь при 1,54-1,6.
186
Таблица 8.4
10=/<*р El ’ М—5 ас, м-1 105/<&р EI м~5 ас» м-1 105 Kb? EI м~5 ас» м~1 lOs/^&p EI м~ 5 а с ’ м—1 10s/<bp El ’ м—5 ас ’ м-1 105/<др ЕГ м~5 ас» м--1 105Д'Ьр EI м~5 ас» м—1
1,000 0,1000 9,239 0,1560 42,823 0,2120 138,25 0,2680 357,05 0,3240 792,35 0,3800 .1575,6 0,4360
1,104 0,1020 9,847 0,1580 44,882 0,2140 143,49 0,2700 368,20 0,3260 813,42 0,3820 1612,0 0,4380
1,217 0,1040 10,486 0,1600 47,018 0,2160 148,88 0,2720 379,38 0,3280 834,94 0,3840 1649,2 0,4400
1,338 0,1060 11,158 0,1620 49,236 0,2180 154,44 0,2740 391,35 0,3300 856,91 0,3860 1687,0 0,4420
1,469 0,1080 11,864 0,1640 51,536 0,2200 160,16 0,2760 403,36 0,3320 879,34 0,3880 1725,5 0,4440
1,611 0,1100 12,605 0,1660 53,922 0,2220 166,04 0,2780 415,65 0,3340 902,24 0,3900 1764,7 0,4460
1,762 0,1120 13,383 0,1680 56,395 0,2240 172,10 0,2800 428,25 0,3360 925,61 0,3920 1804,6 0,4480
1,925 0,1140 14,199 0,1700 58,958 0,2260 178,34 0,2820 441,15 0,3380 949,47 0,3940 1845,3 0,4500
2,082 0,1160 15,054 0,1720 61,613 0,2280 184,75 0,2840 454,35 0,3400 973,81 0,3960 1886,7 0,4520
2,288 0,1180 15,949 0,1740 64,363 0,2300 191,35 0,2860 467,88 0,3420 998,65 0,3980 1928,8 0,4540
2,449 0,1200 16,887 0,1760 67,211 0,2320 198,14 0,2880 481,72 0,3440 1024,00 0,4000 1971,6 0,4560
2,703 0,1220 17,869 0,1780 70,158 0,2340 205,11 0,2900 495,88 0,3460 1049,90 0,4020 2015,2 0,4580
2,932 0,1240 18,896 0,1800 73,208 0,2360 212,28 0,2920 510,38 0,3480 1076,20 0,4040 2059,6 0,4600
3,176 0,1260 19,969 0,1820 76,363 0,2380 219,65 0,2940 525,22 0,3500 1103,10 0,4060 2104,8 0,4620
3,436 0,1280 21,091 0,1840 79,626 0,2400 227,23 0,2960 540,40 0,3520 1130,60 0,4080 2150,8 0,4640
3,713 0,1300 22,262 0,1860 83,000 0,2420 235,01 0,2980 555,92 0,3540 1158,60 0,4100 2197,5 0,4660
4,007 0,1320 23,485 0,1880 86,487 0,2440 243,00 0,3000 571,81 0,3560 1187,10 0,4120 2245,1 0,4680
4,320 0,1340 24,761 0,1900 90,090 0,2460 251,21 0,3020 588,05 0,3580 1216,20 0,4140 2293,5 0,4700
4,653 0,1360 26,091 0,1920 93,812 0,2480 259,64 0,3040 604,66 0,3600 1245,90 0,4160 2342,7 0,4720
5,005 0,1380 27,479 0,1940 97,656 0,2500 268,29 0,3060 621,65 0,3620 1276,10 0,4180 2392,7 0,4740
5,378 0,1400 28,925 0,1960 101,636 0,2520 277,17 0,3080 639,01 0,3640 1306,90 0,4200 2443,6 0,4760
5,774 0,1420 30,432 0,1980 105,721 0,2540 286,29 0,3100 656,76 0,3660 1338,30 0,4220 2495,4 0,4780
6,222 0,1440 32,000 0,2000 109,950 0,2560 295,65 0,3120 674,90 0,3680 1370,30 0,4240 2548,0 0,4800
6,634 0,1460 33,632 0,2020 114,314 0,2580 305,24 0,3140 693,44 0,3700 1403,00 0,4260 2601,6 0,4820
7,101 0,1480 35,331 0,2040 118,810 0,2600 315,09 0,3160 712,38 0,3720 1436,20 0,4280 2656,0 0,4840
7,594 0,1500 37,097 0,2060 123,450 0,2620 325,19 0,3180 731,74 0,3740 1468,50 0,4300 2711,3 0,4860
8,114 0,1520 38,933 0,2080 128,240 0,2640 335,54 0,3200 751,52 0,3760 1504,60 0,4320 2767,6 0,4880
8,662 0,1540 40,841 0,2100 133,170 0,2660 346,16 0,3220 771,72 0,3780 1539,70 0,4340 2824,8 0,4900
Продолжение
5 00 t. EI м“5 a С’ 10’Ор EI M~5 м-i EI M“ 5 EI M“5 105/<dp EI M—5 ac> 105/<&p EI * M—1 ac> M“1 10Wp EI M~5
2882,9 2942,0 0,4920 0,4940 4852,5 4942,0 0,5460 0,5480 7776,0 7906,5 0,6000 0,6020 11964 12148 0,6540 0,6560 17790 18042 0,7080 0,7100 25691 26030 0,7620 0,7640 36179 36624 0,8160 0,8180
3002,0 3063,0 3125,0 3188,0 3252,0 0,4960 0,4980 0,5000 0,5020 0,5040 5032,8 5125,0 5218,5 5313,4 5409,7 0,5500 0,5520 0,5540 0,5560 0,5580 8038,7 8172,7 8308,4 8446,0 8585,3 0,6040 0,6060 0,6080 0,6100 0,6120 12335 12523 12714 12907 13103 0,6580 0,6600 0,6620 0,6640 0,6660 18298 18556 18818 19082 19349 0,7120 0,7140 0,7160 0,7180 0,7200 26372 26718 27068 27421 27778 0,7660 0,7680 0,7700 0,7720 0,7740 37074 37528 37987 38450 38918 0,8200 0,8220 0,8240 0,8260 0,8280
3317,1 3383,1 3450,3 3518,4 3587,7 0,5060 0,5080 0,5100 0,5120 0,5140 5507,3 5606,4 5706,8 5808,7 5912,1 0,5600 0,5620 0,5640 0,5660 0,5680 8726,5 8869,6 9014,5 9161,3 9310,1 0,6140 0,6160 0,6180 0,6200 0,6220 13301 13501 13704 13909 14117 0,6680 0,6700 0,6720 0,6740 0,6760 19619 19838 20169 20448 20731 0,7220 0,7240 0,7260 0,7280 0,7300 28139 28503 28872 29244 29620 0,7760 0,7780 0,7800 0,7820 0,7840 39390 39867 40349 40835 41326 0,8300 0,8320 0,8340 0,8360 0,8380
3658,0 3729,5 3802,0 3875,7 3950,5 0,5160 0,5180 0,5200 0,5220 0,5240 6016,9 6123,2 6231,0 6340,3 6451,2 0,5700 0,5720 0,5740 0,5760 0,5780 9460,7 9613,3 9767,8 9924,4 10083 0,6240 0,6260 0,6280 0,6300 0,6320 14327 14539 14754 14972 15192 0,6780 0,6800 0,6820 0,6840 0,6860 21016 21305 21597 21892 22190 0,7320 0,7340 0,7360 0,7380 0,7400 29999 30383 30771 31162 31557 0,7860 0,7880 0,7900 0,7920 0,7940 41821 42321 42826 43336 43851 0,8400 0,8420 0,8440 0,8460 0,8480
4026,5 4103,6 4182,0 4261,5 4342,2 0,5260 0,5280 0,5300 0,5320 0,5340 6563,6 6677,5 6793,0 6910,2 7028,9 0,5800 0,5820 0,5840 0,5860 0,5880 10243 10406 10571 10738 10906 0,6340 0,6360 0,6380 0,6400 0,6420 15415 15640 15868 16099 16332 0,6880 0,6900 0,6920 0,6940 0,6960 22492 22796 23104 23416 23730 0,7420 0,7440 0,7460 0,7480 0,7500 31957 32360 32768 33180 33595 0,7960 0,7980 0,8000 0,8020 0,8040 44371 44895 45424 45959 46498 0,8500 0,8520 0,8540 0,8560 0,8580
4424,1 4507,3 4591,7 4677,3 4764,5 0,5360 0,5380 0,5400 0,5420 0,5440 7149,2 7271,2 7394,9 7520,2 7647,3 0,5900 0,5920 0,5940 0,5960 0,5980 11077 11250 11426 11597 11783 0,6440 0,6460 0,6480 0,6500 0,6520 16568 16807 17048 17293 17540 0,6980 0,7000 0,7020 0,7040 0,7060 24049 24370 24695 25023 25355 0,7520 0,7540 0,7560 0,7580 0,7600 34015 34440 34868 35300 35737 0,8060 0,8080 0,8100 0,8120 0,8140 47043 47592 48147 48707 49272 0,8600 0,8620 0,8610 0,8660 0,8680
а в случае, когда давление а/ действует на глубине —
условия (8.19).
В формулах (8.19) — (8.21) ф, с и у — расчетные характеристики
;(угол внутреннего трения, сцепление и объемный вес) грунта; тр —
коэффициент, равный 0,7 в случае опирания на опору распорных
пролетных строений, и равный 1 в остальных случаях; т)2 — коэффи-
циент, учитывающий долю постоянной нагрузки в суммарной.
При погружении оболочек или столбов во все грунты без подмы-
ва или с подмывом в песчаные грунты, если производится добивка
или вибрирование после отключения подмыва, принимают
<р=0,9фн(но не более срн—2°); с=0,4сн, где срн и ^—нормативные
характеристики (угол внутреннего трения и сцепление) грунта.
Во всех остальных случаях принимают <р = 0,8<рн и с=0,2сн.
Расчетный объемный вес у грунтов всех видов принимают с уче-
том взвешивания в грунте.
При нескольких слоях грунта значения ф, с и у рекомендуется
принимать средневзвешенными на участке эпюры давлений oz, на
котором эти давления (полученные по расчетным формулам) име-
ют один знак.
Коэффициент т)2 определяют по формуле
7)9 = — п + , (8.22)
L /гМп+Мв’ 1 }
где Мп—момент от внешних постоянных нагрузок в сечении
фундамента на уровне нижних концов оболочек или столбов; Мв —
то же, от внешних временных нагрузок; п — коэффициент, принимае-
мый равным 4 при h^2,5 и равным 2,5 при /г^5. При 2,5<й<5
значение п определяют линейной интерполяцией.
Моменты Мп и Мв при расчете однорядных фундаментов на на-
грузки, действующие в вертикальной плоскости, перпендикулярной
ряду, определяют от всех нагрузок, а в остальных случаях только
от горизонтальных нагрузок.
При расчете однорядных фундаментов на вертикальную нагруз-
ку, приложенную с эксцентриситетом относительно плоскости ряда,
а также при расчете внешне статически неопределимых распорных
систем принимают п = 4 независимо от h.
Правые части неравенств (8.19) — (8.21), в случаях когда т]1 =
= т]2=1, представляют собой несущие способности грунта при гори-
зонтальном давлении на глубинах Л/3, h и г' соответственно, под-
считанные как разность между пассивным и активным давлениями
по теории Кулона (т. е. для условий плоской задачи) с учетом сцеп-
ления грунта и в предположении об отсутствии трения на боковой
поверхности оболочки или столба L Отличие фактических условий
1 Эксперименты показывают, что исчерпывание несущей способности фунда-
мента (сваи, оболочки, столба), воспринимающего горизонтальную нагрузку, не
сопровождается выпиранием призмы грунта, как это предусматривается теорией
Кулона. Использование теории Кулона в данном случае объясняется отсутствием
других, более обоснованных и достаточно простых методов определения сопро-
тивления грунта горизонтальному давлению оболочки пли столба.
189
работы оболочки (столба) от тех, которые положены в основу вы-
ражений Кулона для пассивного и активного давлений, учитывают
тем, что с разностью этих давлений сопоставляют расчетные давле-
ния, определенные не по фактической толщине (диаметру) d обо-
лочки, а по расчетной ширине &р = ккфКоб/. Это равносильно сопо-
ставлению давлений на грунт, определенных по фактической толщи-
не d оболочки с несущей способностью грунта, полученной умноже-
нием разности пассивного и активного давлений для плоской задачи
на коэффициенты к, Кф и к0- Возможность использования одних и
тех же коэффициентов к, и к0 и при определении горизонтальных
перемещений свай, оболочек и столбов и при проверке их несущей
способности по грунту подтверждают экспериментальные исследо-
вания, которые показали, что соотношения между критическими на-
грузками на фундаменты 1 одинаковой глубины, расположенными в
одинаковых грунтах, но различающихся формой и размерами се-
чений, мало отличаются от соотношений между нагрузками на те
же фундаменты, соответствующими равным малым перемещениям.
При распорных пролетных строениях каждый проход подвижной
нагрузки обычно вызывает воздействие на фундамент значительных
по величине горизонтальных сил разных знаков. В результате со-
противление грунта перемещениям свай снижается. Это обстоя,-
тельство учитывается коэффициентом т)ь
Коэффициент т]2 учитывает экспериментально установленный
факт, что постоянная горизонтальная нагрузка опаснее такой же по
величине горизонтальной нагрузки, но действующей кратковре-
менно.
Величина коэффициента т]2 возрастает с увеличением приведен-
ной глубины h оболочки или столба (при больших значениях h в
формулу (8.22) подставляют меньшие значения коэффициента /г).
Это связано с тем, что при одинаковых значениях боковых давле-
ний oz на грунт в верхних частях оболочек (столбов) оболочки с
большей приведенной глубиной имеют больший дополнительный за-
пас несущей способности по грунту за счет меньших давлений oz,
возникающих в нижних частях оболочек.
Если горизонтальные давления oz на грунт не удовлетворяют
соответствующим условиям, но при этом недоиспользована несу-
щая способность свай, оболочек или столбов по материалу и пере-
мещение верха опоры меньше допускаемого, расчет можно повто-
рить при уменьшенном значении коэффициента пропорциональности
К. При новом значении коэффициента пропорциональности надо
проверить прочность свай (оболочек или столбов) по материалу и
перемещение верха опоры, а также выполнение требований к на-
пряжениям oz.
При весьма слабом верхнем слое грунта разрешается не учиты-
вать его сопротивление, т. е. в качестве расчетной поверхности грун-
та рассматривать нижнюю границу этого слоя.
1 Эксперименты проводились с фундаментами, жесткость которых могла рас-
сматриваться как бесконечно большая.
190.
Расчет фундаментов в общем случае производят как простран-
ственной конструкции. Однако фундамент с жесткой 1 плитой, сим-
метричный относительно вертикальной плоскости1 2, можно рассчи-
тать на нагрузки, действующие в этой плоскости, по плоской рас-
четной схеме.
Далее приведены формулы обобщенной методики, охватывающие*
как расчеты, основанные на использовании плоских схем, так и про-
странственные расчеты свайных фундаментов. Кроме того, изложе-
на методика проверки несущей способности (по грунту), свайного^
фундамента как условного массивного, а также методика расчета
осадки свайного фундамента совместно с грунтом межсвайного про-
странства.
В настоящей главе не отражены некоторые специфические вопро-
сы расчета свайных фундаментов устоев, а также береговых опор,,
расположенных на крутых склонах, поскольку эти вопросы уже
рассмотрены в гл. 4.
§ 8.2. Расчет однорядных фундаментов на нагрузки,
действующие в плоскости, перпендикулярной плоскости ряда
Рассмотрим однорядный свайный фундамент, воспринимающий
нагрузки, действующие в плоскости, перпендикулярной плоскости
ряда и являющейся плоскостью симметрии фундамента3. В связи
с тем, что фундамент симметричен относительно плоскости дейст-
вия нагрузки и его плита может рассматриваться как бесконечно-
жесткая, фундамент рассчитывают по схеме закрепленного в грун-
те стержня, определяя продольную силу N, поперечную силу Н и;
изгибающий момент М, действующие в верхнем сечении каждой,
сваи (оболочки или столба), в предположении о том, что внешняя
нагрузка поровну распределяется между всеми сваями4.. Будем счи-
тать усилия N, Н и М положительными, когда продольная сила, по-
перечная сила и изгибающий момент, действующие со стороны пли-
ты фундамента на голову сваи, направлены соответственно вниз,,
вправо и по часовой стрелке (рис. 8.2).
1 Жесткими являются плиты, деформации которых под нагрузкой невелики'
по сравнению с их перемещениями.
2 Свайный фундамент с плитой, расположенной над грунтом, может рассмат-
риваться как симметричный, если соблюдена симметрия в расположении сван
(оболочек или столбов), их длинах (как общих, так и над расчетной поверхно-
стью грунта) и жесткостях. Плита при этом может быть несимметричной. Свай-
ный фундамент с плитой, заглубленной в грунт, может рассматриваться как.
симметричный, если у него, кроме того, симметрична часть плиты, заглубленная
в грунт (расположенная ниже расчетной поверхности грунта).
3 Формулы настоящего параграфа не позволяют в расчете фундамента с за-
глубленной в грунт плитой учесть сопротивление грунта перемещениям плиты;,
такой расчет (и для однорядного фундамента) может быть выполнен по форму-
лам, приведенным в § 8.3.
4 Расчет однорядного фундамента на действие любых внешних нагрузок, при-
ложенных на уровне пли выше подошвы его плиты, может быть выполнен по-
формулам, приведенным в § 8.4.
191
Горизонтальное смещение а подошвы плиты фундамента и угол
Р ее поворота определяют по формулам:
/2
а = у0 4- <Ро'о + -777 (3М + 2Я/0); (8.23)
? = f0+-^r(2M + Hl0), (8.24)
где уо и фо — горизонтальное смещение и угол поворота попе-
речного сечения сваи (оболочки или столба) в уровне расчетной
поверхности грунта (при плите, расположенной над грунтом) или
подошвы плиты (при плите, заглубленной в грунт). Они положи-
тельны при смещении сечения вправо и повороте его по часовой
стрелке; Zo— длина участка сваи выше расчетной поверхности грун-
та, принимаемая равной расстоянию от этой поверхности до подош-
вы плиты; для фундамента с плитой, заглубленной в грунт, Zo = O;
EI — жесткость поперечного сечения сваи при изгибе.
Перемещения у0 и фо определяют по формулам:
Уъ = Н\ Ънн 4- ЛЬ j
<Р0 = Н\Ъмн + J
где и Mi — поперечная сила и изгибающий момент, действую-
щие в сечении сваи (оболочки или столба) на уровне расчетной по-
верхности грунта (при плите, расположенной над грунтом) или по-
дошвы плиты (при плите, заглубленной в грунт). Они положитель-
ны, когда сила и момент, передаваемые от верхней части сваи на
нижнюю, направлены соответственно вправо и по часовой стрелке;
бнн — горизонтальное смещение сваи (со свободным верхним кон-
цом) в уровне поверхности грунта (при плите, расположенной над
грунтом) или подошвы плитьГ (при плите, заглубленной в грунт)
от силы Н[ = 1, приложенной в том же уровне (рис. 8.3, а); 6Мн —
угол поворота указанного сечения от силы Hi = l (см. рис. 8.3, а),
192
равный горизонтальному смещению 6Нм этого сечения от момента
Afi = l (рис. 8.3, б); 6Мм— угол поворота указанного сечения от
момента Afi = l (см. рис. 8.3, б).
Внутренние усилия Н{ и Му определяют по формулам:
Ну = Н;
Му = м + я/0
(8.26)
Перемещения бнн, 6мн = 6нм и 6мм сваи, оболочки или столба,
опертого на нескальный грунт или на скалу (без забуривания в
нее), вычисляют по формулам:
1 4)1 + К^Вду .
НН а®£/ G)i + K/iDtf
R R___________1 ^02 + ^*/1^02 .
МН *НМ '2г-г i I/ П ’
a*EI coi +
(8.27)
й_________0)2 + KhDQ2
ММ~ acEI C0y + KflD0y9
а столба с нижним концом, забуренным (заделанным) в скалу,—
по формулам:
ънн = й Ло;
oZEf
°мн = *НМ = п Я(Р
а2сЕ1
(8.28)
Ъмм = ~^гс°’
где ас — коэффициент деформации сваи, оболочки или столба в
грунте (см. стр. 185); Доь Воь Соь £>оь Д02, В02, С02, D02, Ао, Во и
Со — величины, принимаемые по табл. J8.5 и 8.6 в зависимости от
приведенной (безразмерной) глубины й = асЛ заложения_в грунте
сваи, оболочки или столба (см. стр. 182). При значении 7г, заклю-
ченном между табличными значениями этой величины, его прини-
мают равным ближайшему значению 7г, приведенному в таблицах;
при k>4 принимают h = 4.
В формулах (8.27) коэффициент Kh учитывает влияние сопротив-
ления грунта повороту подошвы сваи, оболочки или столба на еди-
ничные перемещения бнн, 6мн=6нм и 6мм- В случае свай прини-
мают Лл = 0, а в остальных случаях значение Kh вычисляют по фор-
муле
У- Сосн/осн
К'1=~^ЁГ
где /осп — момент инерции подошвы оболочки или столба, оп-
ределяемый при наличии уширения в нижней части по наибольше-
(8.29)
7—2940
193
Таблица 8.5
h До1 Boi Cqi Doi Л0з Воз С02 Воз Л01/С01 Л02/С01 С02/С01
0,5 0,01563 1,00365 0,00022 0,12503 0,04167 0,01302 0,12506 0,06251 72,0038 192,026 576,243
0,6 0,03241 1,00907 0,00065 1,18012 0,07203 0,02700 0,18020 0,10803 50,0065 111,149 278,069
0,7 0,06005 1,01961 0,00163 0,24536 0,11443 0,05004 0,24559 0,17161 36,7450 70,0228 150,278
0,8 0,10248 1,03824 0,00364 0,32092 0,17096 0,08539 0,32150 0,25632 28,1404 46,9428 88,2792
0,9 0,16426 1,06894 0,00738 0,40709 0,24375 0,13685 0,40842 0,36533 22,2442 33,0076 55,3068
1,0 0,25062 1,11680 0,01390 0,50437 0,33507 0,20875 0,50715 0,50194 18,0301 24,1059 36,4856
1,1 0,36747 1,18823 0,02464 0,61351 0,44739 0,30600 0,61893 0,66965 14,9161 18,1597 25,1225
1,2 0,52159 1,29112 0,04155 0,73566 0,58347 0,43413 0,74563 0,87232 12,5520 14,0413 17,9436
1,3 0,72058 1,43498 0,06724 0,87244 0,74651 0,59941 0,88990 1,11430 10,7170 11,1028 13,2354
1,4 0,97317 1,63126 0,10502 1,02612 0,94033 0,80888 1,05550 1,40060 9,26620 8,95355 10,0501
1,5 1,28940 1,89351’ 0,15916 1,19983 1,16961 1,07060 1,24751 1,73719 8,10139 7,34874 7,83820
1,6 1,68092 2,23778 0,23496 1,39772 1,44016 1,39380 1,47275 2,13135 7,15412 6,12942 6,26812
1,7 2,16147 2,68300 0,33903 1,62524 1,75935 1,78919 1,74019 2,59202 6,37548 5,18938 5,13287
1,8 2,74738 3,25146 0,47949 1,88947 2,13652 2,26932 2,06145 3,13039 5,72976 4,45580 4,29924
1,9 3,45835 3,96950 0,66629 2,19946 2,58362 2,84910 2,45143 3,76048 5,19043 3,87760 3,67920
2,0 4,31838 4,86830 0,91155 2,56665 3,11586 3,54639 2,92900 4,49997 4,73740 3,41819 3,21321
2,2 6,61048 7,36366 1,63953 3,53371 4,51845 5,38474 4,24795 6,40194 4,03194 2,75594 2,59096
2,4 9,95514 11,1314 2,82355 4,95295 6,56998 8,02219 6,28782 9,09219 3,52575 2,32685 2,22692
2,6 14,8681 16,7465 4,70088 7,07186 9,62876 11,8205 9,46255 12,9719 3,16284 2,04829 2,01293
2,8 22,1572 25,0649 7,62613 10,2642 14,2568 17,3360 14,4027 18,6635 2,90543 1,86946 1,88860
3,0 33,0879 37,3804 12,1352 15,0925 21,3279 25,4277 22,0673 27,1225 2,72661 1,75752 1,81845
3,5 92,2108 101,368 36,8579 41,0179 60,4747 67,4982 64,7687 72,0478 2,50179 1,64075 1,75726
4,0 266,056 279,990 109,013 114,722 176,709 185,995 190,835 200,047 2,44060 1,62100 1,75058
Таблица 8.6
h До Во Со h До Во с0
0,5 0,04165 0,12495 0,49987 1,7 1,36089 1,23218 1,53539
0,6 0,07192 0,17982 0,59961 1,8 1,53179 1,32058 1,58114
0,7 0,11405 0,24448 0,69902 1,9 1,69344 1,39687 1,61717
0,8 0,16986 0,31868 0,79783 2,0 1,84093 1,45979 1,64405
0,9 0,24093 0,40199 0,89561 2,2 2,08041 1,54546 1,67489
1,0 0,32855 0,49375 0,99180 2,4 2,23973 1,58565 1,68521
1,1 0,43351 0,59293 1,08560 2,6 2,32960 1,59614 1,68663
1,2 0,55589 0,69811 1,17605 2,8 2,37114 1,59260 1,68717
1,3 0,69489 0,80737 1,26199 3,0 2,38543 1,58606 1,69054
1,4 0,84857 0,91831 1,34213 3,5 2,38887 1,58437 1,71105
1,5 1,01381 1,02814 1,41516 4,0 2,40076 1,59986 1,73225
1,6 1,18632 1,13378 1,47989
му размеру уширения, а при отсутствии уширения — по размерам
ствола.
В случаях когда при опирании фундамента_на нескальный грунт
Й^2,5, а при опирании фундамента на скалу h2^3,5, влияние коэф-
фициента Kh на перемещения бнн, бмн = бнм и 6мм является заве-
домо несущественным и можно принимать Лл=0. В целях упроще-
ния вычислений для случаев, когда можно принять Kh = 0, в табл.
8.5 приведены значения До1/Соь ^02/Coi и Сог/Соь
После определения перемещений аир плиты фундамента не-
трудно вычислить горизонтальное смещение а' и угол р' поворота
верха опоры, расположенного на высоте Лоп от подошвы плиты:
а' — а + Р^оп + а0;
₽' = ₽ + Ро»
(8.30)
где а0 и р0 — соответственно горизонтальное смещение и угол по-
ворота верха опоры за счет деформации ее надфундаментной части.
Изгибающий момент Mz и поперечная сила Qz в поперечном се-
чении сваи (оболочки или столба), а также давление az на грунт по
контакту с ее боковой поверхностью, возникающие на глубине г,
могут быть определены по формулам:
Alz = а*ЕIУоАз — cLqEI^qB^ + М1С3 4- D%\ (8.31)
ас
Qz = a3EIy0A4 - a2EI<f0B4 + асМ,С4 + H\D& (8.32)
К — / , <ро
— 2 { УоА\ — В\ +
ctc \ ас
Afi
a2cEf
Ci +
a3 El
(8.33)
где К—коэффициент пропорциональности, характеризующий
возрастание с глубиной коэффициента постели грунта по боковой
поверхности сваи, определяемый в соответствии с табл. 8.1 и реко-
мендациями, приведенными на стр. 179 и 180; Ль В\, С4, Dit А3,
7* 195
£ Л i Bi Ct Di л’
0,0 1,00000 0,00000 0,00000 0,00000 0,00000
0,1 1,00000 0,10000 0,00500 0,00017 —0,00017
0,2 1,00000 0,20000 0,02000 0,00133 —0,00133
0,3 0,99998 0,30000 0,04500 0,00450 —0,00450
0,4 0,99991 0,39999 0,08000 0,01067 —0,01067
0,5 0,99974 0,49996 0,12500 0,02083 —0,02083
0,6 0,99935 0,59987 0,17998 0,03600 —0,03600
0,7 0,99860 0,69967 0,24495 0,05716 —0,05716
0,8 0,99727 0,79927 0,31988 0,08532 —0,08531
0,9 0,99508 0,89852 0,40472 0,12146 —0,12144
1,0 0,99167 0,99722 0,49940 0,16657 —0,16652
1,1 0,98658 1,09508 0,60384 0,22162 —0,22151
1,2 0,97927 1,19171 0,71787 0,28757 —0,28736
1,3 0,96908 1,28660 0,84127 0,36536 —0,36495
1,4 0,95523 1,37910 0,97373 0,45587 —0,45514
1,5 0,93681 1,46839 1,11484 0,55996 —0,55869
1,6 0,91280 1,55346 1,26404 0,67841 —0,67628
1,7 0,88201 1,63307 1,42060 0,81192 —0,80846
1,8 0,84313 1,70575 1,58362 0,96108 —0,95562
1,9 0,79467 1,76973 1,75190 1,12634 —1,11794
2,0 0,73502 1,82294 1,92401 1,30798 —1,29532
2,2 0,57492 1,88710 2,27217 1,72039 —1,69331
2,4 0,34691 1,87443 2,60882 2,19530 —2,14113
2,6 0,03314 1,75474 2,90669 2,72360 —2,62120
2,8 —0,38548 1,49039 3,12845 3,28761 —3,10333
3,0 —0,92809 1,03679 3,22473 3,85829 —3,54050
3,5 —2,92799 —1,27172 2,46304 4,97972 —3,91916
4,0 —5,85329 —5,94095 -0,92675 4,54767 —1,61430
Таблица 8.7
В3 С8 D* Д 4 С4
0,00000 1,00000 0,00000 0,00000 0,00000 0,00000 0,00000
—0,00001 1,00000 0,10000 —0,00500 —0,00033 —0,00001 1,00000
-0,00013 0,99999 0,20000 —0,02000 —0,00267 —0,00020 0,99999
—0,00067 0,99994 0,30000 —0,04500 —0,00900 —0,00101 0,99992
-0,00213- 0,99974 0,39998 —0,08000 —0,02133 —0,00320 0,99966
—0,00521 0,99922 0,49991 —0,12499 —0,04167 —0,00781 0,99896
—0,01080 0,99806 0,59974 —0,17997 —0,07199 —0,01620 0,99741
—0,02001 0,99580 0,69935 —0,24490 —0,11431 —0,03000 0,99440
—0,03413 0,99181 0,79854 —0,31975 —0,17061 —0,05119 0,98908
—0,05466 0,98524 0,89705 —0,40443 —0,24285 —0,08199 0,98032
—0,08329 0,97501 0,99445 —0,49881 —0,33299 —0,12493 0,96668
—0,12192 0,95975 1,09016 —0,60268 —0,44292 —0,18286 0,94634
—0,17260 0,93783 1,18342 —0,71574 —0,57451 —0,25886 0,91712
—0,23760 0,90727 1,27320 —0,83753 —0,72950 —0,35631 0,87637
—0,31934 0,86574 1,35821 —0,96746 —0,90954 —0,47883 0,82101
—0,42039 0,81054 1,43680 —1,10468 —1,11611 —0,63027 0,74745
—0,54348 0,73858 1,50695 —1,24808 —1,35043 —0,81466 0,65157
—0,69144 0,64637 1,56621 —1,39623 —1,61347 — 1,03618 0,52871
—0,86715 0,52997 1,61162 —1,54728 —1,90579 —1,29909 0,37368
—1,07357 0,38503 1,63968 —1,69889 —2,22748 —1,60770 0,18071
—1,31361 0,20676 1,64629 —1,84818 —2,57800 —1,96620 —0,05652
—1,90568 —0,27087 1,57537 —2,12482 —3,35955 —2,84858 —0,69158
—2,66328 —0,94884 1,35201 —2,33901 —4,22816 —3,97323 —1,59150
—3,59990 —1,87738 0,91680 —2,43695 —5,14025 —5,35541 —2,82106
—4,71751 —3,10791 0,19729 —2,34558 —6,02301 —6,99007 —4,44480
—5,99981 —4,68788 —0,89127 —1,96927 —6,76472 —8,84028 —6,51971
—9,54374 —10,3404 —5,85400 1,07408 —6,78898 —13,6923 —13,8262
—11,7306 —17,9186 —15,0755 9,24375 —0,35784 —15,6105 —23,1403
В3 ... С4 и D4 — значения функций влияния, принимаемые1 по
табл. 8.7 в зависимости от приведенной (безразмерной) глубины
z = acz, для которой определяют внутренние усилия Mz и Qz, а так-
же давление az.
Для приведенных глубин z = acz>4 значения MZt Qz и az могут
приниматься равными нулю.
При подстановке в формулу (8.31) значения z = h = ach получа-
ют величину изгибающего момента, действующего в сечении по
подошве оболочки (столба). Эта величина позволяет при необходи-
мости определить дополнительные давления1 2 на грунт по контакту
с подошвой оболочки, вызванные тем, что оболочка загружена не
только продольной силой N, но также поперечной силой Н и момен-
том М.
Выполняя расчеты, следует иметь в виду, что на приведенных
глубинах z, близких к значению z = 4, внутренние усилия Mz и Qz,
а также давления az на грунт получаются как малые разности весь-
ма больших чисел. Это означает, что для получения величин Mz, Qz
и о2 на таких глубинах расчеты следует выполнять с точностью, пре-
вышающей ту, которая дает логарифмическая линейка (это относит-
ся и к определению коэффициента ас деформации сваи, оболочки
или столба).
Сваи (оболочки или столбы), как правило, проектируют посто-
янного сечения. Для расчета прочности стволов таких свай доста-
точно определить величину наибольшего изгибающего момента,
действующего в поперечном сечении сваи. Для свай, оболочек и
столбов, опертых на нескальный грунт, при h2^2 и для столбов,
опертых на скальный грунт (в_том числе и при забуривании нижних
концов столбов в скалу), при й^4 величина наибольшего изгибаю-
щего момента Мн, действующего на участке сваи, расположенном в
грунте, приближенно может быть принята равной
Mk = M + h(iq + — ). (8.34)
\ «С /
Коэффициент к2 принимают по табл. 8.8 в зависимости от вели-
чин ас_и Л, а при расчете оболочек или столбов с приведенной глу-
биной Л<3 также и от значения
^ОСН^ ОСН /О
11 ~ hEI ’ ' >
выраженного в метрах в минус второй степени.
1 При составлении программ для расчета свайных фундаментов на ЭВМ
нецелесообразно пользоваться табличными значениями функций влияния. Эти
значения удобнее вычислять, пользуясь выражениями функций влияния, приве-
денными в §' 6 настоящей главы. Эти выражения, а также формулы, позволяю-
щие вычислять перемещения бнн, бмн = бнм и бмм без использования таблиц
8.5 и 8.6, приведены, например, в работе К. С. Завриева и Г. С. Шпиро «Расчеты
фундаментов мостовых опор глубокого заложения». (М., «Транспорт», 1970).
2 Эти дополнительные давления, как правило, невелики_и их можно не опре-
делять. Они тем больше, чем меньше приведенная глубина h заложения оболочки
(столба) в грунте, меньше деформативность грунта, расположенного под подош-
вой оболочки, и больше размеры этой подошвы.
197
Таблица 8.8
«с. м-1 Л>3,5 Л=3 Л=2,5 Л=2
7] = 1,5-10“л Т|=1,5-1О”3 7j=l,5-10“2 т1 = 1,510“4 tj=1,510~3 Tj = l,5-10—2
0,100 0,75 0,70 0,67 0,70 0,81 0,55 0,65 0,94
0,125 0,75 0,70 0,66 0,68 0,77 0,54 0,61 0,88
0,150 0,75 0,70 0,65 0,66 0,75 0,52 0,57 0,81
0,175 0,75 0,70 0,65 0,66 0,73 0,52 0,56 0,78
>0,200 0,75 0,70 0,65 0,66 0,71 0,52 0,55 0,75
В выражении (8.35) СОсн — коэффициент постели грунта под
подошвой оболочки или столба, определяемый по формуле (8.3);
/осн — момент инерции этой подошвы.
Чтобы решить вопрос о том, какое из условий (8.19) или (8.21),
ограничивающих величины боковых давлений az оболочки (столба)
на грунт, подлежит проверке, надо определить глубину г', на кото-
рой возникает наибольшее давление на грунт по передней части бо-
ковой поверхности оболочки. Для определения глубины zf строят
эпюру_ог. Когда при опирании оболочек (столбов )на нескальный
грунт h2^2,5, и при опирании на скалу (в_том числе и при забури-
вании нижних концов столбов в скалу) *^4, можно эпюру о2 не
строить и считать, что подлежащее проверке условие (8.19) или
(8.21) удовлетворяется, если выполняется неравенство
п т т 4 ( lho . Л
со5Д 3 +<J,
(8.36)
в котором h0 — глубина, принимаемая равной
2,5
Ло = 7-; (8.37)
Ctc
°Wa —давление на грунт, возникающее по боковой поверхности на
глубине z = hQl3. Остальные величины те же, что и в выражениях
(8.19) или (8.21).
Давление о Ло/а может быть определено по приближенной фор-
муле
3[р»2 S'
(8.38)
где g — коэффициент, который при принимают равным 0,7,
а в интервале 2,5^*<4 определяют по формуле
е= 1,5 —0,2*.
(8.39)
§ 8.3. Общий случай расчета фундаментов но плоским
расчетным схемам
Выше отмечалось, что свайный фундамент с жесткой плитой,
симметричный относительно вертикальной плоскости, можно рас-
считывать на нагрузки, действующие в этой плоскости, по плос-
кой схеме. Плоскую схему фундамента получают проектированием
198
фундамента на плоскость действия
сил. На плоской схеме сваи нумеру-
ют (рис. 8.4). Проекции нескольких
свай на плоской схеме могут совпа-
дать, а потому одним номером на
плоской схеме в общем случае обо-
значают не отдельную сваю, а груп-
пу свай. Таким образом, каждая
свая (например, Ля) на плоской
схеме представляет собой группо-
вую сваю, т. е. группу из Ki одиноч-
ных свай.
Рис. 8.4. Схема к расчету фун-
даментов по плоским схемам
Расчет фундаментов производят с использованием прямоуголь-
ной системы координат хОг, начало которой совмещают с точкой О
подошвы плиты фундамента.
При несимметричной плоской схеме положение точки О прини-
мают произвольно, а при симметричной — на оси симметрии. Ось х
горизонтальна и направлена вправо; ось z вертикальна и направ-
лена вниз.
Положение каждой Лй сваи (оболочки или столба) на плоской
схеме определяют координатой х$ ее головы и углом фг наклона оси
сваи к вертикали.
Угол epi положителен, когда ось сваи расположена справа от
вертикали, проходящей через голову сваи.
Действующие на фундамент внешние нагрузки приводят к точ-
ке О и раскладывают на силы Нх и Pz> направленные вдоль осей х
и z соответственно, и момент Л40 относительно точки О. Силы Нх
и Pz положительны, когда они совпадают с положительными на-
правлениями осей х и z соответственно, а момент 7И0 положи-
телен, когда он действует по направлению часовой стрелки (см.
рис. 8.4).
Фундамент рассчитывают методом перемещений. За неизвест-
ные перемещения принимают поступательные смещения а и с точки
О в направлении осей х и z соответственно и угол 0 поворота плиты
вокруг этой точки. Положительные направления перемещений а, с
и 0 совпадают с положительными направлениями усилий Нх, Pz и
Мо соответственно.
Сопротивление сваи (оболочки или столба) перемещениям пли-
ты фундамента характеризуют значениями pi, р2, рз и р4, где pi — си-
ла, действующая на плиту в направлении оси сваи при смещении
плиты на единицу в этом направлении (рис. 8.5, а); р2 — сила,
действующая на плиту в направлении, перпендикулярном оси
сваи, при смещении плиты на единицу в этом направлении (рис.
8.5, б); рз — момент, действующий на плиту при смещении ее на еди-
ницу в направлении, перпендикулярном оси сваи (рис. 8.5, б), и на
основании принципа взаимности сила, действующая на плиту в на-
правлении, перпендикулярном оси сваи, при повороте плиты на еди-
ницу (рис. 8.5, в); р4— момент, действующий на плиту при ее по-
вороте на единицу (см. рис. 8.5, в).
199
Рис. 8.5. Схемы перемещений плиты фундамента, соответствующие:
а — силе Pi'j б — силе ря и моменту ра; в — силе ра и моменту р4;
1 — деформированная ось сваи; 2 — первоначальная ось сваи
Характеристику pi определяют по формуле
EF
Pi=“7—, - (8.40)
ln
где EF — жесткость поперечного сечения сваи, оболочки или
столба при сжатии; /n — длина сжатия сваи, оболочки или
столба.
Для свай с уширенным основанием, а также для оболочек и стол-
бов длину сжатия определяют по формуле
EF
In — р » (8.41)
^осн” осн
а для свай без уширенного основания — по формуле
7EF
Z№zo+-^. (8.42)
где lQ — длина участка сваи (оболочки или столба), расположен-
ного выше расчетной поверхности грунта (при tg<p<-y- в качест-
ве Iq можно принимать расстояние по вертикали от подошвы плиты
фундамента, расположенной над грунтом, до расчетной поверхности
грунта). При плите, заглубленной в грунт, Zo = O; h — глубина зало-
жения сваи в грунте (см. стр. 182); Сосн—коэффициент постели
грунта под подошвой сваи (см. стр. 178); F0Ch — площадь подошвы
сваи, определяемая при наличии уширения в нижней части по
наибольшему поперечному размеру уширения, а при отсутствии уши-
рения по, размерам ствола сваи; Р — несущая способность одиноч-
ной сваи при сжатии.
200
В формулу (8.42) подставля-
ют /о, выраженное в метрах, EF
и Р в тонна-силах и получают
значение In в метрах.
Для свай, опертых на скаль-
ный грунт, следует принимать
In=lo+h.
Характеристики рг, рз и р4 оп-
ределяют по формулам:
°2 &3
г: ₽з = 7;
SjBj—^з ^1^2—^з
Р4 = — 5‘ 2. (8.43)
В]В2— Вд
Рис. 8.6. Схемы перемещений
сваи (оболочки или столба):
где 61 И 6з — горизонтальное Д“ПРИ единичной горизонтальной силе,
1 d . приложенной в уровне подошвы плиты
смещение И угол поворота сечения фундамента; б —при единичном моменте
сваи, оболочки или столба (со сво-
бодным верхним концом) в уровне подошвы плиты фундамент^ от
горизонтальной силы Я=1, приложенной в том же уровне (рис.
8.6, а)\ 6з и 62 — то же, от момента Л4=1 (рис. 8.6, б).
Перемещения 61, 62 и 63 определяют по формулам:
51 = ост + + 2ВЛоЛ + ЪНН> &2 = I
3£/ И ' (8-44)
/2 I
4о I
где EI — жесткость поперечного сечения сваи (оболочки или
столба) при изгибе; бнн, бмн и 6мм— перемещения сваи, опреде-
ляемые в соответствии с рекомендациями на стр. 193.
При плите, заглубленной в грунт, /о=О, и, следовательно, 61 =
= бнн, 62 = 6мм и 63 = бмн-
В случае свайка также оболочек и столбов, опертых на нескаль-
ный грунт, при h^2, а в случае столбов, опертых на скальный
грунт (в том числе и при забуривании нижних концов в скалу), при
характеристики р2, рз и р4 для приближенных расчетов могут
быть также определены по формулам
Р2
V2EI 6EI 4EI
. *» рз = ; р4 =
(8.45)
где 1м — длина изгиба сваи, оболочки или столба, определяемая
по формуле
2 25
~ • (8.46)
ас
20:1
Перемещения а, с и 0 в общем случае несимметричной плоской
схемы фундамента определяют в результате решения системы ка-
нонических уравнений метода перемещений:
агаа + Сгас 4" =
агса 4- сгсс + — Pz = 0;
агра 4- сг$с 4- — Л4о=О.
(8.47)
При симметричной схеме фундамента эта система канонических
уравнений упрощается. Ее решение в этом случае может быть пред-
ставлено в виде:
а = (rpp^x гар^о) А1» с = > Р= (гаа^0 глр^л*)^1> (8.48)
/* се
где г
А1 =------------—. (8.49)
гаа/*рр — rflp
Коэффициенты канонических уравнений определяют по форму-
лам:
Гаа = Ро 3 *1 sin2 <Р< 4- ИР2 4- bx
гас = гса = р0 3 Ъ sin cos <pz;
Л’бЛ®
rap = rfia = Po 2 Kixi sin <P< COS Ч>,- — P3 2 «1 cos fi + bx —— :
rCc= Po2«z cos2<f>; + np2;
rcP = r₽c = Po 2 Klxl cos2 fl +‘vp2S KiXi + Рз 2 «Z sin fl',
/pp = Po 2 Kix] COS 2 fl 4- p2 2 KiX2i + 2p3 2 KiXi gin fi + nP4 +
+ Л 12 .
где
Ро = pi — р2;
(8.50)
(8.51)
n— общее число свай в фундаменте;
K&h2 K6h3a K6h*
bx—-—, bx—-— и bx —члены, учитывающие сопро-
тивление грунта, окружающего плиту фундамента, ее перемещени-
ям; при расчете фундаментов с плитой, расположенной над грун-
том, эти члены принимают равными нулю; Ьх — ширина плиты фун-
дамента (размер плиты в направлении, перпендикулярном оси х);
Кб — коэффициент пропорциональности (см. стр. 178 и 179); Лп —
глубина заложения подошвы плиты.
В формулах (8.50) знак 3 означает суммирование по всем груп-
повым сваям (оболочкам или столбам) фундамента.
202
Если i-я свая вертикальна, то <pj = O; sin<pi=0; cos<pi = l. Это оз-
начает, что для фундамента с одними вертикальными сваями, имею-
щего симметричную плоскую схему, формулы (8.50) принимают вид:
гаа = «Р2 + Ьх —-— ; гас = гса = 0;
Л-бЛ’
гар = гра = — «Рз + Ьх —— ; гсс = ЛР11
А
rcp = ''pc = °; ГРР= PlS^z + «Р4 + *х~
(8.52)
После определения (на основе решения канонических уравнений)
перемещений а, с и р плиты фундамента можно вычислить, поль-
зуясь формулами (8.30), горизонтальное смещение а! и угол р' по-
ворота верха опоры, а также определить продольную силу Ni, по-
перечную силу Н{ и изгибающий момент Mi (положительные на-
правления усилий показаны на рис. 8.7), передающиеся со стороны
плиты на голову каждой i-й сваи (оболочки или столба):
Hi = Pi [я sin <fi 4- (с -I- xzp) cos <?J;
Hi = Р2 [a cos <(i — (с + хгр) sin <pf] — р3₽;
Mi = Р4? — Рз [a cos <fi — (с + Х/Р) sin ?/].
(8.53)
Для вертикальных свай выражения (8.53) упрощаются и прини-
мают вид:
Hi = pi (с + Х/Р); Н, = р2а— рзР; = р4р — р3д. (8.54)
После определения усилий в сваях (оболочках или столбах) це-
лесообразно проверить, выполняются ли условия равновесия плиты
фундамента, а именно проверить равенство нулю сумм проекций
на оси х и г сил, действующих на плиту, и моментов этих сил отно-
сительно точки О. Эти условия имеют вид:
Яб^ K6h3n
2 X = Нх — 2 Ki (Ni sin <fi + Hi cos Vi) — abx —--$bx —-— = 0;
SZ = Pz — (Ni cos — Hi sin <p/) = 0;
(8.55)
2 mQ = Mo — 2 Kt [Afz 4- (Nt cos — Ht sin <pz) xz] —
Л-бАп К6Н\
~abx-------— $bv—-^- = 0,
x 6 H x 12 j
где знак S означает суммирование по всем групповым сваям
фундамента.
Следует отметить, что выполнение условий (8.55) является не-
обходимым, но недостаточным условием правильности выполненно-
го расчета. Дело в том, что если в нем допущена ошибка на этапе,
предшествующем определению по формулам (8.50) коэффициентов
203
Рис. 8.7. Усилия,
передаваемые со
стороны плиты
^фундамента на го-
лову i-й сваи (обо-
лочки или столба)
канонических уравнений (например, при опре-
делении характеристик свай pi, рг, рз или р4.),
условия (8.55) будут удовлетворяться, но ре-
зультаты расчета, не будут соответствовать
данным рассчитываемой конструкции.
Изгибающие моменты и поперечные силы,
действующие в поперечных сечениях свай
(оболочек или столбов) на участках, располо-
женных в грунте, а также давления на грунт,
возникающие по контакту с их боковой поверх-
ностью, определяют по формулам и рекомен-
дациям, приведенным в § 8.2, как для верти-
кальных свай, к головам которых приложены
усилия N=Nif H = Hi и М = Мг. *
Если предусматривается построение эпюр
изгибающих моментов, поперечных сил и дав-
лений на грунт по всей длине участка сваи, расположенного в грун-
те, то в расчете фундамента величины ас, бнн, бмн=6нм и 6Мм,
используемые при определении ординат этих эпюр, следует вычис-
лять с повышенной точностью (см. стр. 197).
Для свай, оболочек и столбов, опертых на нескальный грунт,
при h^2 и для столбов, опертых на скальный грунт, при до-
пускается в приближенных расчетах величину наибольшего изги-
бающего момента в поперечном сечении г-ы сваи принимать как
большую из двух величин: момента Mt и момента определенно-
го согласно рекомендациям, приведенным на стр. 197 и 198 для рас-
сматриваемой i-й сваи.
В случае опирания оболочек (столбов) на нескальный грунт при
Л^2,5, и в случае опирания на скалу при допускается боко-
вые давления оболочек на грунт проверять, используя формулы
(8.36) — (8.39).
§ 8.4. Пространственный расчет симметричных фундаментов
Расчет фундаментов производят с использованием прямоуголь-
ной системы координат xyz (рис. 8.8). Оси х и у горизонтальны и
оасположены в плоскости подошвы плиты фундамента, ось z вер-
тикальна. Ось х расположена в плоскости симметрии фундамента.
Положительное направление ее выбирают произвольно. Положи-
тельное направление оси у выбирают так, чтобы после поворота оси
х вокруг оси z по часовой стрелке (при взгляде сверху) на 90° по-
ложительные направления осей х и у совпали. За положительное
направление оси z принимают направление вниз.
Если фундамент с плитой, расположенной над грунтом, имеет
только одну вертикальную плоскость симметрии, начало системы
координат xyz совмещают с точкой О, положение которой выбира-
ют произвольно. Если фундамент с плитой, расположенной над
грунтом, имеет две вертикальные плоскости симметрии, точку О
204
Рис. 8.8. Схема к пространственному расчету
фундаментов:
1 — подошва плиты фундамента
Рис. 8.9. Параметры, определя-
ющие положение f-й сваи
принимают расположенной на линии пересечения этих плоскостей.
При плите, заглубленной в грунт, точку О совмещают с центром
тяжести подошвы плиты.
Нагрузки, действующие на фундамент, приводят к точке О и
раскладывают на силы Нх, Ну, Pz, параллельные соответственно
осям х, у, z, и моменты Мх, Му, Mz относительно этих осей. Силы
Нх, Ну и Pz считают положительными, когда их направления совпа-
дают с положительными направлениями осей х, у и z соответствен-
но. Моменты Мх, Му и Mz считают положительными, когда они на-
правлены по часовой стрелке при взгляде на точку О с положитель-
ного конца соответствующей оси (см. рис. 8.8).
Положение каждой (i-й) сваи1 на расчетной схеме фундамента
определяют следующими параметрами (рис. 8.9):
а) координатами Xi и yi точки пересечения оси сваи с подошвой
плиты фундамента;
б) углом ср» между осью сваи и вертикалью (0^фг^90°);
в) углом фг между осью х и горизонтальной проекцией оси сваи
(0^фг^360°). Угол ipj отсчитывают по часовой стрелке (при взгля-
де сверху) от положительного направления оси х до положительного
направления проекции сваи, за которое принимают направление от
головы сваи к проекции ее нижнего конца. Для вертикальной сваи
(фг = О) ПрИНИМаЮТ фг = 0.
Пространственный расчет фундаментов, как и расчет по плоской
схеме, выполняют методом перемещений. За неизвестные перемеще-
ния принимают поступательные смещения а, Ь, с точки О плиты в
направлениях осей х, у, z и углы а, 0, у поворота плиты вокруг этих
осей. Положительные направления перемещений a, b, с, а, р и у
совпадают с положительными направлениями усилий' Нх, Ну, Pz,
Mi, Му и Mz соответственно.
* Здесь и далее под термином «свая» подразумевается «свая, оболочка или
столб».
205
Сопротивление сваи перемещениям плиты фундамента характе-
ризуют величинами pi, рг, рз и р4, имеющими тот же смысл, что и при
расчетах по плоским схемам (см. стр. 199), а также величиной р5,
представляющей собой момент, действующий со стороны сваи на
плиту фундамента в плоскости, перпендикулярной оси сваи, при
повороте плиты вокруг этой оси на угол, равный единице.
Характеристики pi, рг, рз и р4 определяют в соответствии с ре-
комендациями, приведенными на стр. 200 и 201; характеристику р5.
принимают равной 0,2р4.
Перемещения а, Ь, с, а, р и у фундамента с одной вертикальной
плоскостью симметрии определяют в результате решения системы
канонических уравнений:
агаа + сгас + $га9 — Нх = 0;
агса + сгсс + ₽гср — Рг = 0;
аг?а + Сг₽с + — м« = °-'
brbb + агЬа 4- — Ну = 0;
Ьг<л + ага« + 7г«т — мх = 0;
brlb + аг7а + 7ГП — Mz = 0.
(8.56)
(8.57)
Уравнения (8.56) используют при расчете фундамента на нагруз-
ки Нх, Рг и Му, действующие в плоскости xOz его симметрии, а урав-
нения (8.57) — на остальные нагрузки.
При фундаменте с двумя вертикальными плоскостями симмет-
рии система канонических уравнений упрощается. Ее решение в этом
случае может быть представлено в виде:
Рг
a = (rwHx—ra9My)^ с=——! ^ = {гааМу — га?Нх)\{;
‘сс
Mz
b = (''аа^ — гЬаМх) Д2; а = (rbbMx — гЬлНу) Д2; 7 =
где Д1 определяют по формуле (8.49), а Д2— по формуле
1
Д2= 7-
ГЬЬГ^ ~ГЬл
(8.58)
. (8.59)
Коэффициенты канонических уравнений определяют по форму,
лам:
Гаа = Ро 2 cos2 <fxi + п р2 + Ьх —— ;
гас = Гса = Ро 2 cos <pi cos <txf,
= Г₽а = Ро 2 xt COS <fl COS txl — Рз 2 cos <fi + bx —— ;
} (8.60)
Гсс = Po 2 cos2 <fi 4- np2; rc9 = r9c = Po 2 Xt cos2 <ti + p2 2 Xi +
206
+ Рз2соз<рхд
= Ро 2 х2 c°s2 fl + Р2 2 x2t 4- 2Рз 2 Xi COS fxl +
A-6*J
+ P4 2 (1 — COS2 fyi) + P5 2 COS2 <tyi + bx —— J
Я-бЛ*
Tbb = Po 2 cos2 <fyi 4- np2 4- by —-—;
K6h3n
rb* =r»b= — Po 2 &l C°S fl COS fyi 4- Рз 2 COS fl — by 6
rbi — rib= — PO 2 *i COS2 <fyi 4- Po 2 УI COS fxi COS fyi —
— P2 2*< — P3 2cos<?x/;
raa = Po 2 cos2 <fi 4- P2 2 y2i + 2p3 2 Уi cos fyi 4-
+ P4 2 (1 — COS2 <Pxl) + P5 2 COS2 <fxl 4" b«~^~ J
r«T = r7« = PO 2 Xty.1 COS fl cos fyi — Po 2 cos fl cos fxi —
— Рз 2 Xi COS fl 4- (PS — P4> 2 cos fl cos fxf,
r-11 = Po 2 (Xi COS fyi — ffi cos fxi)2 4- P2 2 (x2 4- У2) 4-
4- 2p3 2 (Xi cos fxi 4- yt cos fyi) 4- P4 2 sin2 fi 4-
3 3
4- Ps2 cos2 <fi 4- (6® 4- Ф .
1
(8.60)
где Po=Pi—Рг! n — общее число свай фундамента;^ и уу1—
углы между осью i-й сваи и положительными направлениями осей
хну соответственно; определяют по формулам:
cos <?xl = sin <pz cos <|>z; |
cos 4yi = sin <p/ sin ф/, J
Лб — коэффициент пропорциональности, характеризующий изме-
нение коэффициента постели грунта, расположенного выше подош-
вы плиты фундамента; Лп— глубина заложения подошвы плиты
фундамента (от расчетной поверхности грунта); Ьх и Ьу — ширины
(в направлениях, перпендикулярных осям х и у соответственно) бо-
ковых граней плиты фундамента.
В формулах (8.60) знак S означает суммирование по всем п
сваям фундамента. Члены, содержащие коэффициент пропорцио-
нальности Лбл учитывают в этих формулах сопротивление грунта пе-
ремещениям плиты фундамента. При расчете фундаментов с пли-
тами, расположенными над грунтом, эти члены принимают равны-
ми нулю.
В случае если в фундаменте только вертикальные сваи,
<pz=0; sin <pz=0; cosfz = l; cos <px. = coscp^z=0 и,
207
следовательно, формулы (8.60) упрощаются и принимают вид:
Л’бЛп
Гаа = ПР2 + Ьх J Гас = Гса = 0;
ЯбЛ3п
га? = г?а= — «РЗ + Ьх I гсс = «Pl!
о Л'бЛ^
ГС? = rpc = Р12хь = Pl 2xi + «Р4 + ьх —;
Л-бЛ3
г«=лр2+ ; гЬа = глЬ = п9ъ— Ьу ——;
''йт = г7б= — Р2 S
'•<и = Р12д1 + «Р4 + ^ —гат = гта= - р32х/:
гя = Р2 2 (х| + «/?) 4- лр5 + (Ь3 + Ь3)
(8.62)
После определения перемещений плиты фундамента нетрудно
вычислить перемещения верха опоры. Горизонтальное смещение а'
и угол р' поворота верха опоры от деформации ее в плоскости zOx
определяют по формулам (8.30), а горизонтальное смещение Ь' и
угол а' поворота верха опоры от деформации её в плоскости zOy—
по формулам:
b' = b—аЛ0П + t0; а'= а + а0, (8.63)
где ЛОп — расстояние от верха опоры до подошвы плиты фунда-
мента: Ьо и ао — соответственно горизонтальное смещение и угол
поворота верха опоры за счет деформации ее надфундаментной час-
ти в плоскости zOy.
Усилия, действующие в голове каждой (i-й) сваи, определяют
с использованием прямоугольной системы координат Л, 1Ц, ПЦ с
Рис. 8.10. Оси координат, используе-
мые при определении усилий, дейст-
вующих в голове i-й сваи
началом, расположенным на оси
сваи у ее головы (рис. 8.10). Ось
li совпадает с осью сваи. Поло-
жительным для этой оси являет-
ся направление от головы сваи к
ее нижнему концу. Ось /Л перпен-
дикулярна оси 1г и расположена
в вертикальной плоскости, прохо-
дящей через ось Д-. Положитель-
ным для этой оси является на-
правление от головы сваи вниз.
Ось ИЦ горизонтальна и перпен-
дикулярна осям Ц и Hi. При
взгляде на голову сваи с положи-
тельного конца оси Hi ось ПЦ (ее
208
положительное направление) направлена влево. Для вертикальной
сваи (фг = О) принимают фг = О. В соответствии с этим ось /Д- у вер-
тикальной сваи параллельна оси х и направлена в сторону отрица-
тельного направления оси х, а ось НЦ параллельна оси у и направ-
лена в сторону отрицательного направления оси у.
Усилия, передающиеся от плиты фундамента на голову каждой
(f-й) сваи, определяют по формулам:
Ni = Pi (AxZ cos срЛ7- 4- Д/// cos <fyi 4- AzZ cos <pz);
Hni = P2 (— Ах/ cos cos ф/ — Д/// cos <pz sin Ф/ 4- Az/ sin <pz) —
— Рз (a sin ф/ — p cos ф/);
^Ш/ = P2 (дх/ sin — Д/// cos ф/) — рз (a cos <pz cos ф/ 4-
4- p cos <pz sin ф/ — 7 sin <pz);
= P5 (a cos 4-P cos <p///4-7 cos <pz); (8.64)
MIIZ = рз (Дх/ sin — kyi cos tyi) 4- P4 (— a cos <pz cos <pz —
— P cos <pz sin tpz 4- 7 sin <pz);
Afiиz = Рз (Ах/ cos <pz cos ф/ 4- A/// cos <pz sin <pz — AzZ sin <pz) 4-
+ P4 (a sin — p cos <pz),
где Ni — продольная сила (положительна при сжатии сваи);
Нт и Нцц — поперечные силы, действующие вдоль осей IIi и
Illi соответственно (положительны, когда направления этих сил, пе-
редающихся от плиты фундамента на голову г-й сваи, совпадают с
положительными направлениями осей 1Ц и IIh)\ Мн — крутящий
момент, а Мщ и Мин — изгибающие моменты, действующие во-
круг осей Hi и ИЦ соответственно. Моменты Мц, Мщ и МПц по-
ложительны, когда при взгляде с положительных концов осей li.
Hi и НЦ соответственно эти моменты, передающиеся от плиты на
голову r-й сваи, действуют по часовой стрелке; Дхь Дуг и Дгг — сме-
щения головы Z-й сваи в направлениях осей х, у и z соответственно,
равные
Ах/= л + 7^/; A//Z = & —7*z; Az/= с —a#/4-Р*г (8.65)
Ошибки, сделанные при определении коэффициентов системы
канонических уравнений, решении этой системы и вычислении внут-
ренних усилий в головах свай, приводят к тому, что условия равно-
весия плиты фундамента не удовлетворяются. Поэтому для конт-
роля правильности расчета рекомендуется проверять выполнение
этих условий:
2 х = Нх — 2 (Ni cos ^z — Нш cos <pz cos ф/ 4- Hnu sin фх) —
А'бЛп Л’бЛ? •
- abx —— - $bx —— = 0;
2 Y = Hy + 3 ( — Ni COS <fyi + Hnl cos <fi sin +
*бАп' Л’бЛ®
+ Я1Ш eos<p/) — bby—— 4-aft g =0;
1
209
2 2 = Pz — 2 (Wz cos W + H\\i sin <Pi) — 0;
2 mx — Mx 4- 2 [(W» cos <fi 4- Нш sin <f>() yi~ Mu cos <fxi 4-
ЯбЛп3 K6h4
+ MiU cos <pz cos tyi — Mnu sin <pz] 4- bby —^——aby ^“=0;
2 my = My 4- 2 [ — (Nt cos <pi 4- Нщ sin xt — M1{ cos <?yl 4- (8-66)
А-бЛ3 K6h4
4 Мш cos ft sin fz 4- Л4Ш/ cosz] — abx — — ?bx 12" = 0;
2 mz = Mz 4- 2 [#/ (xi cos <fyt — у i cos <fxt) 4-
+ Hni (yi cos tyi — xi sin фО cos <fi— Hnu {yt sin <pz 4-
4- xt cos <pz) — Mu cos <fi — Mul sin Vi] — 7 (ft3 4- ft3) —- = 0.
/
Изгибающие моменты и поперечные силы, действующие в попе-
речных сечениях свай на участках, расположенных в грунте, а так-
же давления на грунт, возникающие по контакту с их боковой по-
верхностью, определяют по формулам и рекомендациям, приведен-
ным в § 8.2, как для вертикальных свай, к головам которых прило-
жены следующие две группы усилий N, Н и М:
1)ЛГ==ЛГ,;Я = //ш иЛ4=Л41Ш; |
2) W = Я = Я1Ш и ЛГ= --Мш. ) '
Давления на грунт, возникающие от каждой из этих групп уси-
лий, не суммируют.
§ 8.5. Пространственный расчет несимметричных фундаментов
Расчет фундаментов производят с использованием прямоуголь-
ной системы координат xyz с осями х и у, расположенными в плос-
кости подошвы плиты фундамента (см. рис. 8.8). При плите, рас-
положенной над грунтом, ось х и начало системы координат выби-
рают произвольно. При плите, заглубленной в грунт, оси х и у
совмещают с осями симметрии прямоугольной подошвы плиты фун-
дамента.
Неизвестные перемещения, параметры, определяющие положе-
ние каждой сваи, характеристики ее сопротивления перемещениям
плиты принимают такими же, как при пространственном расчете
симметричных фундаментов (см. § 8.4). Так же, как и при простран-
ственном расчете симметричных фундаментов, производят приведе-
ние внешней нагрузки к точке О (с которой совмещается начало си-
стемы координат xyz) и разложение этой нагрузки на силы Нх, Ну,
Рг и моменты Мх, Му, Mz.
В отличие от рассмотренных ранее формул в настоящем пара-
графе даются формулы, позволяющие осуществить пространствен-
210
ный расчет фундаментов со сваями, различающимися характеристи-
ками их сопротивления перемещениям плиты фундамента, т. е. со
сваями, имеющими разные длины и жесткости поперечного сечения.
Обозначим через рн, ргь рзь Р4г и р5г характеристики рь р2, рз, Р4 и р5
соответственно, вычисленные для i-й сваи, согласно рекомендациям,
приведенным на ^тр. 206.
Формулы пространственного расчета несимметричных свайных
фундаментов очень громоздки. В компактном виде этот расчет мож-
но представить, если воспользоваться аппаратом матричной алгебры.
При матричной форме расчета многократно повторяются одно-
типные операции с числами. Это весьма облегчает составление про-
грамм для выполнения расчетов на электронных цифровых вычисли-
тельных машинах (ЭЦВМ). Составление таких программ дополни-
тельно облегчается тем, что для различных операций с матрицами
имеются готовые стандартные программы.
В матричной форме записи формулы для определения переме-
щений плиты фундамента и усилий, действующих со стороны плиты
на голову каждой (i-й) сваи, имеют вид:
a=[S(AnA2ZA3zA2ZAlz)4-r0rIP; . (8.68)
Nz = A3ZA2zAjZa,
(8.69)
где а — матрица перемещений плиты фундамента; Р — матрица
составляющих внешних нагрузок на фундамент; Nz — матрица
усилий, действующих на голову каждой (i-й) сваи; Ан и A2i —
матрицы параметров, определяющих положение i-й сваи в фунда-
менте; A3i — матрица характеристик сопротивления и‘-й сваи пере-
мещениям плиты фундамента; г0 — матрица членов, учитывающих
сопротивление грунта перемещениям плиты фундамента.
В формуле (8.68) знак 2 означает суммирование по всем сваям
фундамента, а звездочки указывают на то, что матрица является
транспортированной.
Расчет фундамента опоры моста, как правило, производят на
несколько (т) комбинаций внешних нагрузок. Формулы (8.68) и
(8.69) позволяют сразу получить перемещения плиты и усилия,
передающиеся на голову каждой из свай, от всех т комбинаций
внешних нагрузок. Для выполнения расчета принимают:
. . .aj. • • am 77x2. • .nxj. • •
М2 • • -bj • • • &m //«I Hu2. . .Hy].
С1С2 . . Cj . • • cm Pzi • • • Pzj • • •
а = СЦ(12 • . .aj . • • am ; (8.70) P = Мн Л4л2 • . .Mxj. • •
₽1₽2 • • •₽/ • Ah/2. . . My J . • • ^Ут
7172 • • • 7/ • • • 7m Л1г1 Мг2. • .Mzj. • • ^zm
(8.71)
211
N/ =
Nil Ni2 . . • Nij . • -Nlm
Nun ^11/2 • ’ • Nuij • • • N uim
Num ^111x2 • • • NnUj. ’ • Nuiim
мш ^1/2 • • -MUj • • • Mllm
Mim ^11/2 • • • MUlj • • • MUlm
^iiizi ^111/2 • • • ^iiiz; • • • ^IUZm
(8.72)
Аг/ =
1 0 0 0 0 yi
0 1 0 0 0 — Xi
0 0 1 —yi xt 0.
Aiz = 0 0 0 1 0 0 ; (8.73)
0 0 0 0 1 0
0 0 0 0 0 1
sin <p/ cos ф/ sin sin ф/ cos <f>/ 0 0 0 I
— cos <p/ cos ф/ —cos <p/ sin ф/ sin <f/ 0 0 0
sin ф/ —cos ф/ 0 0 0 0
0 0 0 sin <Pf cos ф/ j sin <p/ sin ф/ cos<p/i
Го =
0 0 0 —cos <p/ cos ф/ — cos <р/ sin ф/ sin<p/|
0 0 0 sin ф/ — cos ф/ 0 1
(8.74)
Pi/ 0 0 0 0 0
0 P2x 0 0 0 — рз/
0 0 р2/ 0 рз/ 0
A3x = 0 0 0 рз/ 0 0 ; (8.75)
0 ° РЗх ° P4Z 0
° — Рз/ 0 0 0 Р4х
КбЛ2 п п ЯбА"
bx—T- x 2 0 0 0 Ьх- & 0
K6h2„ „ K6h3
0 bg~ 9 " ~Ьд „ 0 2 о 0
0 0 0 0 0 0
КбА3 К6^п
0 — t ь —— 0 ь —0 0
у 6 У 12
K6h3„
bx x 6 0 0 0 ьх 0
О О
Кб^п2
24
(^+Ф
(8.76)
212
В матрицах (8.70) — (8.72) величины aJt bj,..., Yy, Нх},
Hyj,..Mzj, Ntj, H\uj,..., -Mun/j представляют собой значения
соответственно а, Ь,..., у, Нх, Ни,..., Mz, Nh
при /-й комбинации внешних нагрузок.
После определения по формулам, приведенным в настоящем
параграфе, перемещений плиты фундамента и усилий, передавае-
мых со стороны плиты на голову каждой сваи, дальнейший расчет
(по вычислению перемещений верха опоры, внутренних усилий
в поперечных сечениях сваи и давлений на грунт по контакту с
боковой поверхностью сваи) может быть выполнен с использованием
формул (8.30), (8.63) и /8.67), как при пространственном расчете
симметричных свайных фундаментов.
Выше отмечалось, что для каждой (t-й) сваи входящие в мат-
рицу (8.75) характеристики рн, рг,, рзь р« и pst вычисляют, поль-
зуясь рекомендациями, изложенными на стр. 206. В соответствии с
этим характеристики ргь рзг и ри получают с использованием
формул (8.43) и (8.44). Значения этих характеристик можно оп-
ределить и в матричной форме по формуле
Pl - (A*80fAz + В;)"1, (8.77)
где
1Р2/ — РЗх II.
— Psi P4i | ’
’««I; (В.79) Ai-P °||:
II °MHi II II z0z 1 II
/3 /2
lQi *0/
ЗЕЦ 2EIt
B‘= I2 , •
l0i Ipi
2EIi Eh
(8.78)
(8.80)
(8.81)
В матрицы (8.77) — (8.81) входят те же величины, что и в фор-
мулы (8.43) и (8.44). Индекс «/» у этих величин указывает на то,
что каждая из них относится к ьй свае.
Изгибающие моменты и поперечные силы в поперечном сечении
каждой (z-й) сваи на глубине г, а также давления по боковой по-
верхности сваи, возникающие на той же глубине при всех т ком-
бинациях нагрузок можно определить в матричной форме по фор-
муле
где
Т^КиКиКз/8/А/Нь
Qzi\ Qzft
^ziX^zil
• Mzij . . . Mzim
• Qzij • • • Qzim J
• Qzij • • • Qzim
(8.82)
(8.83)
213
о
О
Azi &3i Сз1 &31
Л4/ B4i C4i D4i
^li Вц C1Z D\i
(8.85>
(8.87>
К1,=
О
о
(8.84)
К2/ =
1
0
В матрицы (8.83) — (8.86) входят те же величины, что и в фор-
мулы (8.31) — (8.33). Дополнительный индекс «/» указывает на то,,
что эти величины относятся к ьй свае, а второй дополнительный
индекс «/» (/=1, 2, ..., т) в обозначении внутренних усилий в по-
перечном сечении сваи и ее давлений на грунт показывает, что
усилия и давление соответствуют /-й комбинации внешних на-
грузок.
Вид матрицы входящей в формулу (8.82), связан с тем, от
каких усилий, передаваемых со стороны плиты фундамента на го-
лову х-й сваи, определяют величины изгибающего момента, по-
перечной силы и давления на грунт, возникающих на глубине х~
Если эти величины определяют от усилий, действующих на голову
сваи в вертикальной плоскости, проходящей через оси Ц и 1Ц (см.
рис. 8.10), то
Hz = || HlU1 Н1т • • • Нш1 • • • ”Шт . (8.88>
II ^ШП ^ПИ2 • • • МППу . . . Л111Пя1
Если же эти величины определяют от усилий, действующих на
голову сваи в вертикальной плоскости, проходящей через оси Л и
ИЦ, то
Н II «ПШ "in/2--. Нииг • • Нпия II (8 89>
||—МцИ —Л4ц/2 • • • ~~ II
§ 8.6. Некоторые особенности расчета фундаментов устоев
При расчете устоев во всех случаях, кроме случаев наличия ста-
рой насыпи или насыпи, возведенной намывом, за расчетную по-
верхность грунта принимают его естественную поверхность (см.
стр. 178). Следовательно, свайные фундаменты устоев часто рассчи-
тывают как имеющие плиту, расположенную над грунтом.
В расчете таких фундаментов среди прочих внешних нагрузок
учитывают боковое давление насыпи как на тело устоя, так и на
сваи. С необходимостью учета нагрузок, приложенных непосред-
214
Рис. 8.11. Схема к расчету фундаментов устоев:
а — плоская схема фундамента; б — внутренние усилия в сечениях сваи от действия нагруз-
ки q на основную систему метода перемещений
ственно к сваям, связаны рассматриваемые ниже особенности рас-
чета свайных фундаментов устоев.
Считают, что боковое давление от насыпи передается сваям на
их участках от подошвы фундаментной плиты до расчетной по-
верхности грунта. Насыпь не только производит далекие на устой,
но и оказывает реактивное сопротивление его перемещениям, ко-
торое, однако, в расчетах, как правило, не учитывают. Распределе-
ние бокового давления грунта насыпи между сваями каждого ря-
да, расположенного в плоскости, параллельной оси моста, не ясно;
оно в значительной степени зависит от плотности укладки грунта
межсвайного пространства. Поэтому естественно принять в запас,
что боковое давление грунта, направленное в сторону пролета,
воспринимается крайними, сваями, расположенными со стороны на-
сыпи, а боковое давление грунта, направленное в сторону насы-
пи, — крайними сваями, расположенными со стороны пролета
(рис. 8.11, а).
Фундаменты устоев рассчитывают только на нагрузки, дей-
ствующие в вертикальной плоскости, проходящей через продоль-
ную ось моста. Так как фундаменты устоев проектируют симмет-
ричными относительно этой плоскости, то их расчеты производят
по плоским схемам, отличающимся от плоских схем фундаментов
промежуточных опор тем, что среди внешних нагрузок имеются
распределенные нагрузки,, непосредственно действующие на край-
ние сваи.
В расчете фундаментов устоев систему координат xOz, неиз-
вестные перемещения, параметры, определяющие положение каж-
215
дой сваи, характеристики ее сопротивления перемещениям плиты
принимают такими же, как и при расчете обычных свайных фунда-
ментов по плоским схемам.
Горизонтальное а и вертикальное с смещения точки О подошвы
плиты фундамента и угол 0 ее поворота вокруг этой точки опреде-
ляют в результате решения системы канонических уравнений ме-
тода перемещений:
агаа + сгас + — нх = — 2 Qq cos <р;
arca + crcc + — Pz = 2 Qq sin <р;
ar^a + Cr$c + = — 2 (M? — xQq sin <p).
(8.90)
Уравнения (8.90) отличаются от уравнений (8.47) лишь нали-
чием в правых частях выражений \ учитывающих распределенное
давление q грунта, действующее выше расчетной поверхности
грунта на крайние сваи каждого ряда, параллельного продольной
оси моста. Коэффициенты канонических уравнений определяют
по формулам (8.50), в которых, как это всегда делают при расче-
те свайных фундаментов с плитой, расположенной над грунтом,
принимают равными нулю члены, учитывающие сопротивление
грунта перемещениям фундаментной плиты. -
В уравнениях (8.90) Mq и Qq представляют собой соответствен-
но изгибающий момент и поперечную силу, возникающие в верх-
нем поперечном сечении сваи от действия нагрузки q на основную
систему метода перемещений (т. е. при а = с=0 и 0 = 0). Изгибаю-
щий момент Mq и поперечная сила Qq положительны, когда голо-
ва сваи воздействует на плиту фундамента в направлениях против
часовой стрелки и влево соответственно (рис. 8.11, б).
При нагрузке q, меняющейся по линейному закону от значения
q\ (на уровне подошвы плиты фундамента) до значения q% (на
уровне расчетной поверхности грунта), усилия Mq и Qq определя-
ют в результате решения системы уравнений:
q Qql$ I п\ — Q\ \ л
+ gj ) Z0 = ElWhm + Н\ЪНН)\
Qq^O I Q\ Q4 — Q\ \ q
Wo + ——+ 4| ] zo =
M . . I Q\ . ^2 — q\\ ,2 w . . I , ^2 — q\\ ,
Mq + QqlQ + Qi + qi Ho — ^1» Qq + #1 + Q. Ho ~ ,
\ ZI Ol / \ Zl /
(8.91)
где Al] и Hi — неизвестные величины изгибающего момента и по-
перечной силы соответственно, возникающие в сечении сваи на
уровне расчетной поверхности грунта от действия нагрузки q на
основную систему метода перемещений. Они положительны, когда
1 В связи с необходимостью различать крайние сваи в ряду от остальных^
индекс «I» в обозначениях параметров, определяющих положение сваи на плос-
кой схеме, и усилий, действующих в поперечных сечениях сваи, опускается.
216
верхняя часть сваи действует на нижнюю соответственно по часо-
вой стрелке и вправо (рис. 8.11, б); бнн, бМн=бНм и 6Мм— пере-
мещения сваи со свободным верхним концом в уровне поверхности
грунта от единичных усилий, приложенных в том же уровне (см.
рис. 8.3); определяются по формулам (8.27) или (8.28).
В матричной форме формула для определения значений Mq и
Qq, полученная в результате решения системы уравнений (8.91),
имеет вид:
Н9 = (L — Е1Ъ A*)-i (£/8q2 — q i),
где
z2 z3
40 ’40
2? "зГ
; 42 =
/ Q\ ?2~z2
\ 2! + 3! ) 0
(8.92)
g _ II
II — &ЛШ
При определении по формулам (8.91) или (8.92) значений Mq
и Qq следует принимать и q2 положительными, если давление q
направлено вправо, и отрицательными, если это давление направ-
лено влево.
Продольную силу N, «поперечную силу Н и изгибающий момент
Л4, действующие со стороны плиты фундамента на голову каждой
из крайних свай, определяют по первой из формул (8.53) и по
формулам:
н = Р2 [a cos <Р — (с + X?) sin <р] — Рз₽ + Qq, | (8 д3)
Л4 = р4₽ — рз [a cos <р — (с + хр) sin <р] + М/. J
Усилия N, Н и М, действующие на голову каждой из остальных
свай, определяют по формулам (8.53).
Внутренние усилия в поперечных сечениях свай и их давления
на грунт определяют как для вертикальных свай от усилий N, Н
и М,, приложенных к их головам, а при расчете крайних свай —
также и от распределенного давления q.
Изложенная методика основана на издавна принятом положе-
нии 1 о том, что насыпь оказывает боковое воздействие на сваи
лишь на их участках, расположенных выше естественной поверх-
ности грунта (исключение составляют случаи очень слабого
верхнего слоя грунта, когда в соответствии с указанием на стр. 178
за расчетную поверхность грунта принимают подошву этого слоя).
В работах А. А. Луга это положение подвергнуто критике и вы-
1 Это положение, в частности, принято в ТУВР—56 и в «Рекомендациях по
расчету фундаментов глубокого заложения опор мостов».
217
Рис. 8.12. Схема к расчету фундаментов устоев, учитывающему боковое давление
грунта на сваи ниже его естественной поверхности:
а — плоская схема фундамента; б —основная система метода перемещений
двинуто предложение о необходимости в расчете рассматриваемых
типов устоев учитывать боковое воздействие насыпи на сваи не
только выше естественной поверхности1 грунта, но и ниже нее
(см. гл. 4 настоящей работы). Далее излагается методика статиче-
ского расчета свайных фундаментов устоев, позволяющая учесть
среди нагрузок, действующих 'на фундамент, горизонтальные давле-
ния, приложенные к сваям на участках, расположенных ниже есте-
ственной поверхности грунта. В этой методике, основанной на по-
ложениях, сформулированных в § 8.1, используются те же функции
влияния, что и при расчете свай на горизонтальные и моментные
нагрузки, приложенные в уровне или выше поверхности грунта.
В соответствии с рекомендациями гл. 4 следует принимать, что
боковое давление от воздействия насыпи приложено к крайним
сваям каждого ряда, расположенным как со стороны насыпи, так
и пролета и что боковое давление на каждую из этих свай, прило-
женное выше естественной поверхности грунта, определяется по
теории Кулона, т. е. оно распределено по трапеции с наименьшей
ординатой ^1 вверху и наибольшей ординатой 92 внизу, а давление,
приложенное ниже естественной поверхности грунта, распределено
по треугольнику с наибольшей ординатой на уровне этой поверхно-
сти (рис. 8.12,а). Приводимые далее формулы охватывают более
общий случай расчета; они позволяют рассчитывать свайные фун-
1 Здесь и далее речь идет о естественной поверхности грунта, так как в
соответствии с предложением А. А. Луга в случае насыпи, отсыпаемой после
сооружения устоя, за расчетную поверхность грунта всегда принимается естест-
венная его поверхность (даже при очень слабом верхнем слое грунта).
218
даменты устоев при произвольно заданном распределении между
сваями бокового давления от воздействия насыпи и при любом за-
коне изменения этого давления на длине участка сваи, расположен-
ного ниже естественной поверхности грунта.
Систему координат xOz, неизвестные перемещения, параметры,
определяющие положение каждой сваи, характеристики ее сопро-
тивления перемещениям плиты фундамента принимаются преж-
ними.
Горизонтальное а и вертикальное с смещения точки О подошвы
фундаментной плиты и угол 0 ее поворота вокруг этой точки опре-
деляются в результате решения системы канонических уравнений
(8.90). Коэффициенты при неизвестных, а также составляющие Нх,
Pz и MQ внешней нагрузки, действующей выше подошвы фундамент-
ной плиты, вычисляют как и при обычном расчете свайных фунда-
ментов по плоским схемам. Знак S в уравнениях означает суммиро-
вание по всем сваям, на которые учитывается боковое давление
грунта от воздействия насыпи. Изгибающий момент Mq и попереч-
ная сила Qq, действующие в верхнем сечении каждой из этих свай,
определяются для основной системы метода перемещений (т. е. при
а = с=0 и 0 = 0) по формулам, при выводе которых распределенное
давление от воздействия насыпи на участок сваи, расположенный
ниже естественной поверхности грунта, заменяется сосредоточен-
ными силами Ро, Pi, ...» Рг, Рп, приложенными соответственно на
глубинах zo = O, Zi, ..., Zi, ..., zn (рис. 8.12):
а) при опирании нижних концов свай на нескальный грунт или
скалу (без забуривания в нее):
Mq = №<*44 — &4а34) r b Qq = ( — ^3<*43 + ^4<*33) Г11
б) при забуривании (заделке) нижних концов столбов в скалу
Mq -= (М24— М14) Г2; Qq = ( ~ М23 + М1з) Г2,
где
1 1
г\ =-----------------------------; г2 =--------------;
<*43<*34 — <*33<*44 <*23<*14 — а 1 3<*24
Л13, <*14> <*гз» <*24> <*зз> <*з4> ^43 и 044— члены матрицы
<*11 <*12 <*13 <*14
<z2i а22 а2з а24
<*31 <*32 <*33 <*34
<*41 Д42 а 43 а44
Ьх, Ь2, Ьй и Ь4—члены матрицы —столбца
*1
1>2
^3
1>4
= FZ1 (F? + N0 + F"1^ + F-Ч + ... + F~4 + ... + F~4).
219
В выражениях, определяющих матрицы а и Ь,
А.Л Д1,* Cl,h Dl,h
ac B2,h a2c EI C4,h a3cEI D2,h
ас^2,Л
F/,= acEI a2EI
ас^А,Л acEIB3h C3.I1 ^3,h ac
Ф'Л.л o&IB^ acCi,h D4,h
“с а3Е1 а3Е1
Сл _ Dn z
? _____L _________L
2,Z/ vcEI a^EI
ac^^3tz. C3,zz a
асЕ/Л4^ acZi/B4 acC4 ^4,zz
?l*0 (g2—gl) $
24EI 120EI
- I (92 — 9i)lo
F« = 5EI 24EI
«’l^O (g2—gi) Ip
2 + 6
+ (^2 —^1)^0 2
220
где ас — коэффициент деформации сваи в грунте (см. стр. 185);
EI — жесткость поперечного сечения сваи при изгибе; Zo — длина
участка сваи, расположенного выше естественной поверхности грун-
та (см. стр. 200); Ац/i, ..., С4,н и D4,h— значения функций влия-
ния Ль Вь ..., С4 и D4, соответствующие приведенной (безразмер-
ной) глубине z=h=azh\ Л1)2/, BiiZ.........С4,г. и D4,Z[— зна--
чения тех же функций, соответствующих приведенной глубине
z(=aczz; h — глубина заложения сваи в грунте (ниже естественной
поверхности грунта).
Функции влияния Ai, Bi, Ci и £>i определяются следующими
сходящимися рядами с бесконечным числом членов:
£5 £10 £15 £20
— £б £11 £16
Bl =£-2—+2.7—--2.7.12 —+ ...;
1 6! Ill 16!
С,
£2
2!
Di
£3
£7 £12
3-7Г + 3-8^-3-8-13
£8 £13 £18
4-ST + 4-9-ff-|-9-14-i5r+-
Выражения функций влияния А2, Аз и А4 получаются из выра-
жения Ai путем последовательного дифференцирования:
, dA\ л d^A\ , я d^AJ
А2 = —~; Л3 = ——— ; а4 = ———.
dz dz^ dz$
Аналогично получаются и выражения В2, В3 и В4 из выражения
51 и т. д.
После решения системы канонических уравнений, т. е. после оп-
ределения перемещений а, с и 0 фундаментной плиты, можно для
каждой сваи (с координатой х головы и углом <р наклона к верти^
кали) вычислить поперечное а и продольное с смещения и угол 0
поворота ее верхнего сечения:
а = a cos <р — (с + х0) sin <р;
( с = a sin ср + (с + хр) cos<p; р = р.
Продольная сила ЛГ, поперечная сила Н и изгибающий момент
М, действующие в верхнем сечении каждой из свай, определяются
выражениями:
W = pia; Н = р2а — рзР + Qq\ Л4 = р4р — p3a + Mq.
* Значения функций влпянияЛь Вь Сь Db а также Л3, В3, С3, D3, Л4, В4,
С4 и D4 для приведенных глубин даны в табл. 8.7.
221
Для свай, к которым боковое давление от воздействия насыпи
не прикладывается, в этих формулах следует принимать Qg=0 и
Мд = 0.
В произвольном сечении на участке сваи, расположенном выше
естественной поверхности грунта, изгибающий момент Mz и попе-
речная сила Qz могут быть вычислены по формуле
м =
Л4,|| _
— Faa + Fga
VZ II
где
gi«2 (?2 —У|)а3
2 6Z0
”“+~
Здесь и — расстояние (по вертикали) от подошвы фундаментной
плиты до поперечного сечения сваи, в котором определяются внут-
ренние усилия.
Для свай, не загруженных боковым давлением от воздействия
насыпи, следует принимать ?i = ?2=0.
Изгибающий момент Mz и поперечная сила Qz, действующие в
произвольном сечении сваи на ее участке, расположенном ниже
уровня естественной поверхности грунта, например в сечении, ле-
жащем между силами Pi и Pi+x (см. рис. 8.12, б), а также давление
az, передаваемое сваей грунту на уровне этого сечения, могут быть
определены по формуле
м, = мг Qz °z 1 = KF (Fla + Fg + N0 + F-i1Ni+F-^N2+... Рз ac
0 0
a2EIA3 C3
где к = 0 1 0 ; Fz = a3EIA4 a2EIB4 (Xq^4 D4
0 0 Kz Л| Bl ac Ci a2EI D\ a3 El
К — коэффициент пропорциональности, характеризующий измене-
ние с глубиной коэффициента постели грунта, окружающего сваю
(см. стр. 178); z — глубина (от естественной поверхности грунта)
расположения рассматриваемого сечения сваи.
Если, например, глубина сечения z>zn (см. рис. 8.12, б), то
Ml = KFZ (Fz7 + Fg + No + F^N, + F"1^ + ... 4-Р~Х).
’ *1 *3 zn
При вычислении матриц Mi для свай, на которые не учитывает-
ся действие бокового давления от насыпи, следует принимать
222
01 = ?2 = O, Pq = Pi = .. .=Р[= .. .=Pn = 0
и, следовательно, F?=N0=N1 =......=NZ = ... =N„=0.
Тогда M!=KFzFza.
Для свай, на которые действует боковое давление, направленное
влево, следует принимать <7i<0; <?2<0; Pz<0.
В заключение следует отметить, что в практике проектирования
свайных фундаментов устоев боковое давление насыпи на участки
свай, расположенные ниже естественной поверхности грунта, не учи-
тывалось.
Поэтому для широкого внедрения расчетов, учитываю-
щих это давление, необходимо провести пробное проектирование и
анализ его результатов.
§ 8.7. Расчет радиальных сечений полых оболочек
Для более полного использования прочностных свойств мате-
риала оболочек предлагают применять фундаментные конструкции
с полыми (не заполненными бетоном) оболочками. В таких оболоч-
ках необходимы, как правило, две бетонные пробки: одна в_их ниж-
ней части, а вторая — в верхней. Пробка в нижней части оболочки
нужна для повышения площади передачи давления на основание и,
следовательно, увеличения несущей способности оболочки по грун-
ту, а в верхней — для сопряжения оболочки с плитой фундамента
(с ригелем опоры).
При расчете фундаментов с полыми оболочками требуется, как
правило, проверить прочность и трещиностойкость оболочек не
только на действие внутренних усилий, возникающих в их попереч-
ных сечениях, но и на действие внутренних усилий, возникающих в
радиальных сечениях полых оболочек, т. е. в сечениях их плоско-
стями, проходящими через ось оболочки.
Изгибающие моменты и продольные силы, действующие в ради-
альных сечениях полых оболочек на глубине z от расчетной поверх-
ности грунта, определяют по формулам:
Л41 = Ko/17zPcp> ^l=^0Jl^z> ^2 = «ОJiQzPcf’ N%= K$i2qz, j g
^3= — K0J3qzRe(i N3 = k^z, J '
где Mi, M2 и M3— изгибающие моменты в радиальных сечениях
/, II и III (рис. 8.13) оболочки соответственно, отнесенные к участ-
ку радиального сечения с высотой, равной единице. Положитель-
ные значения моментов соответствуют растяжению внутренних во-
локон оболочки; W|, N2 и <N3 — продольные силы в радиальных се-
чениях I, II и III оболочки соответственно, отнесенные к участку
радиального сечения с высотой, равной единице. Положительные
значения продольных сил соответствуют сжатию радиальных сече-
ний; /1, /2, /з, ii, г2 и i3 — безразмерные коэффициенты, определяемые
223
Рис. 8.14. Графики для определения
безразмерных коэффициентов, исполь-
зуемых при определении усилий в ра-
диальных сечениях полой оболочки
Рис. 8.13. Схема расположения ради-
альных сечений полой оболочки, в
которых действуют определяемые рас-
четом усилия:
1 — направление равнодействующей давле-
ния оболочки на грунт
по графику (рис. 8.14) в зави-
симости от безразмерного па-
раметра
Ed i & \3
= KzR^b. ( ~rT) ’ ' (8'95)
Ко — коэффициент, учитываю-;
щий пространственный харак- j
тер работы оболочки, прини- I
маемый равным 0,75 для участ- ’
ков радиальных -сечений, рас-
положенных выше уровня, в ко-
тором давление oz равно нулю, <
и равным 1 для остальных уча-
стков. При наличии в нижней
части оболочки сплошного бе-
тонного заполнения значение
коэффициента Ко принимают
равным 0,75 для всех участков
радиальных сечений оболочки;
d и /?Ср — наружный диаметр и
средний радиус поперечного се-
чения оболочки; S — толщина
стенки оболочки; Е — модуль ,
упругости материала оболочки; ’
К — коэффициент пропорцио-
нальности, характеризующий
изменение с глубиной коэффи-
циента постели грунта, окру-
жающего оболочку (см. стр.
178); qz — интенсивность давле-
ния оболочки на грунт, опреде-
ляемая по формуле
(8.96)
где oz — горизонтальное
давление оболочки на грунт,
определяемое по формуле
(8.33); 6р — расчетная ширина
оболочки, определяемая по
формуле (8.12).
При выборе участков ради-
альных сечений, на которых
производится проверка прочно-
сти и трещиностойкости оболо-
чек, следует учитывать, что мо-
менты All, и Л1з возрастают
с увеличением qz (следователь-
но, с увеличением oz) и убыва-
ют с увеличением z.
224
§ 8.8. Проверка несущей способности по грунту свайного
фундамента как условного массивного
Продольные усилия в сваях от расчетных нагрузок не должны
превышать несущей способности сваи по грунту. Проверка выпол-
нения этого условия, выражаемого неравенством (8.16), исключает
возможность просадок свай фундамента относительно окружающе-
го их грунта. Такая проверка не исключает, однако, исчерпывания
несущей способности фундамента в целом, которое связано с пере-
мещением свай совместно с окружающим их грунтом как единого
массива й может привести к недопустимо большим осадкам и кре-
нам фундамента. Вероятность появления таких осадок и кренов
тем больше, чем больше число свай в фундаменте и меньше рас-
стояния между сваями.
В'связи с изложенным проверяют несущую способность свайно-
го фундамента как условного массивного, состоящего из фунда-
ментной плиты, свай и некоторого объема окружающего грунта.
Контур abed, ограничивающий условный фундамент, принимают:
а) в случаях, когда крайние сваи (на плоской расчетной схеме)
<Рс£
наклонены к вертикали под углом, меньшим, чем -----, согласно
: 4
рис. 8.15, ли в\
б) в остальных случаях — согласно рис. 8.15, б и г. Здесь фСр —
средйевзвёшенйбе значение расчетных углов внутреннего трения
для пройдённйх сваями грунтов, определяемое по формуле
Рис. 8.15. К определению размеров условного массивного фундамента:
а, б — при плите, заглубленной в грунт; в, г — при плите, расположенной над грунтом
8—2940 225
S уЛ-
?c₽~ h
где фг — расчетный угол внутреннего трения z-ro слоя грунта,
расположенного в пределах глубины h погружения свай в грунт;
hi — толщина этого слоя.
Для условного массивного фундамента должно выполняться ус-
ловие прочности грунтового основания
ашах -С /я/?, (8,98)
где Отах — наибольшее давление на грунт в сечении по подошве
условного массивного фундамента; 7?— несущая способность грун-
та при осевом сжатии; иг — коэффициент условий работы, прини-
маемый равным 1, кроме случаев расчета фундаментов с учетом од-
ной или нескольких из следующих нагрузок: продольной нагрузки
от торможения или силы тяги, поперечных ударов подвижной на-
грузки, а также прочих временных нагрузок и воздействий. В ука-
занных случаях принимают т= 1,2.
В соответствии с приложением 22 к СН 200-62 давление оШах
определяют по формуле
(8.97)
2£. м
F W ’
amax
(8.99)
где 2Р — равнодействующая давлений, передаваемых на осно-
вание подошвой фундамента; определяется с учетом веса грунтово-
го массива abed вместе со сваями; М — момент от внешних нагру-
зок относительно оси, проходящей в уровне подошвы плиты фунда-
мента, перпендикулярно расчетной плоскости через центр тяжести
плана свай; F и W — площадь и момент сопротивления подошвы
условного массивного фундамента.
Формула (8.99) не учитывает ряда факторов, влияние которых
на величины нормальных напряжений по подошве условного фун-
дамента может быть весьма существенным. К таким факторам от-
носятся: наличие горизонтальной силы (она учитывается лишь при
подсчете значения М); глубина заложения в грунте условного мас-
сивного фундамента; разная сжимаемость грунтов, расположенных
выше подошвы такого фундамента и в его основании; расположение
(при несимметричных фундаментах) центра тяжести плана свай в
уровне подошвы плиты фундамента не на общей вертикали с цент-
ром тяжести условного массивного фундамента. Без учета этих
факторов невозможно определить момент, действующий в уровне
подошвы условного массивного фундамента. Между тем именно
от этого момента, а не от момента 7И, учитываемого в формуле
(8.99), зависит величина Отах- Учет указанных факторов может
приводить как к значительному увеличению, так и к уменьшению
величин Отах по.сравнению с величинами, подсчитанными по фор-
муле (8.99). Изложенное показывает, что при проверке свайных
фундаментов как условных массивных формулой (8.99) не следует
пользоваться.
226
В связи с изложенным в «Рекомендациях по расчету фундамен-
тов глубокого заложения опор мостов (ЦНИИС Минтрансстроя,
1970) для определения отах предлагается следующая формула, ко-
торая не имеет недостатков выражения (8.99):
SP ба(ЗЛ41 + 2tf|Aj)
Gmax — р 4" . -- .
6 Aj -4- За31
\ ^осн /
(8.100)
где Н\ и All — горизонтальная составляющая внешней расчет-
ной нагрузки и ее момент относительно главной центральной оси
горизонтального сечения условного массивного фундамента в уров-
не расчетной поверхности грунта; а и b — размеры условного мас-
сивного фундамента в плане в направлении, параллельном плоско-
сти действия нагрузки, и в направлении, ей перпендикулярном;
Л1 — глубина заложения подошвы условного массивного фундамен-
та по отношению к расчетной поверхности грунта; К — коэффици-
ент пропорциональности, определяющий рост с глубиной коэффици-
ента постели грунта, расположенного выше подошвы фундамента.
Принимается по табл. 8.1 как для оболочек и столбов; С0Сн — ко-
эффициент постели грунта в основании условного массивного фун-
дамента.
Коэффициент постели С0Сн грунта (в тс/м3) принимают:
При h[ 10 ........................... Сосн = Ю-^Со
» А1>10 )>...................... Сосн=^С()А1
где Ко — коэффициент пропорциональности, принимаемый по
табл. 8.1 в зависимости от вида грунта, расположенного в основа-
нии условного массивного фундамента.
В случаях когда под условным массивным фундаментом распо-
ложен водопроницаемый грунт, а несущую способность грунта оп-
ределяют с использованием таблиц условных сопротивлений грун-
тов (по п. 682 СН 200-62) или под этим фундаментом расположен
водонепроницаемый грунт, равнодействующую давлений SP сле-
дует вычислять без учета взвешивающего действия воды. В осталь-
ных случаях взвешивающее действие воды надо учитывать. При
определении значения SP силы трения по боковой поверхности ус-
ловного массивного фундамента не учитывают.
§ 8.9. Расчет осадок свайных фундаментов
Осадка фундамента, а также разность осадок фундаментов со-
седних опор моста от действия нормативной постоянной нагрузки
не должны превышать соответствующих значений предельно до-
пускаемых осадок, устанавливаемых нормами. При расчете свай-
ного фундамента его заменяют условным массивным фундаментом,
ограниченным контуром abed, который принимают согласно
рис. 8.15, а —г.
Осадку фундамента определяют методом послойного суммиро-
вания. В этом методе принимают, что осадка фундамента происхо-
8* 227
дит в результате уплотнения некоторой толщи грунта (ограничен-
ной мощности), расположенной под фундаментом. Эта толща назы-
вается активной зоной грунта. Нижнюю границу активной зоны
принимают на той глубине /ia от подошвы фундамента, на которой
дополнительное (избыточное) давление (под центром тяжести по-
дошвы) от нагрузки, передаваемой фундаментом, составляет 20%
от бытового (природного) давления.
Избыточное и бытовое давления представляют собой нормаль-
ные напряжения, действующие в грунте по горизонтальным пло-
щадкам.
Избыточное давление аи,г на глубине z от подошвы фундамента
определяют по формуле
(8.101)
где о — среднее давление на грунт по подошве условного массив-
ного фундамента; Об— бытовое давление в уровне подошвы фунда-
мента (при 2 = 0); a — коэффициент распределения давления в
грунте.
Среднее давление на грунт по подошве условного массивного
фундамента находят по формуле
у Р
= (8.Ю2)
где SP — равнодействующая давлений, передаваемых на грунт
по подошве условного массивного фундамента; F — площадь по-
дошвы этого фундамента.
Если фундамент опирается на водонепроницаемый грунт, то SP
находят как сумму внешней вертикальной нагрузки, действующей
на фундамент, веса всего фундамента, веса грунта и воды, нахо-
дящихся в объеме условного массивного фундамента, и веса’воды
над ним. Если фундамент опирается на<.вддопроницаемый грунт, то
подсчет SP производят с учетом взвешивания тела фундамента и
грунта в воде. Этим учитывают то, что при водопроницаемом грун-
те давление воды не передается на скелет грунта.
Бытовое давление в точке слоя водонепроницаемого грунта *
равно сумме: а) произведений толщин слоев грунтов, расположен-
ных над рассматриваемым слоем, на их объемные веса (с учётом
взвешивания); б) произведения объемного веса рассматриваемого
слоя грунта (без учета взвешивания) на разность отметок кровли
этого слоя и точки, в которой определяют давление; в) произведе-
ния разности отметок горизонта воды и кровли рассматриваемого
слоя на объемный вес воды.
Бытовое давление в точке слоя водопроницаемого грунта равно
сумме произведений объемных весов грунта для слоев, расположен-
ных над этой точкой, на толщины этих слоев; при этом объемные
веса находящихся в воде водонепроницаемых и водопроницаемых
грунтов принимают с учетом их взвешивания.
1 Предполагается, что непосредственно над кровлей водонепроницаемого
грунта расположен слой водопроницаемого грунта.
228
Рис. 8.16. Эпюры избыточных и бытовых давлений при сжимаемой толще, пред-
ставляющей:
а —однородный грунт; б — водопроницаемый, подстилаемый водонепроницаемым;
1—9 — номера слов грунта; / — подошва условного массивного фундамента; // — эпюра сги
/// — эпюра cf6>2; IV — эпюра 0,2ст б>2
Значения коэффициента а распределения давления в грунте при-
нимают по табл. 8.9. Они зависят от отношений — и —, где а и b —
b ь
размеры соответственно большей и меньшей сторон подошвы услов-
ного массивного фундамента; z — глубина, . отсчитываемая от по-
дошвы фундамента, на которой определяется избыточное давление.
Для определения осадки фундамента активную зону грунта тол-
щиной /ia разбивают на горизонтальные слои толщиной не более
0,46. Если в пределах активной зоны имеется напластование раз-
ных грунтов, то их границы принимают за границы выделенных сло-
ев. Осадку s фундамента определяют суммированием деформаций
отдельных слоев. Деформацию каждого слоя подсчитывают в пред-
положении, что избыточное давление оИ|2 в пределах слоя грунта
постоянно и равно давлению, найденному для глубины z, соответ-
ствующей середине толщины рассматриваемого слоя.
Согласно СН 200-62, осадку фундамента вычисляют по формуле
аи, I hl
5 = 0,82—---, (8.103)
Ei
где ои,г — избыточное давление Ои,г, вычисленное для середины
толщины г-го слоя грунта; hi и Ei —толщина и модуль деформации
f-го слоя грунта.
Знак S в формуле (8.103) означает суммирование, по всем сло-
ям, на которые разбита активная зона грунта.
Значение модуля деформации Ei грунта каждого (f-го) слоя
следует определять по результатам штамповых испытаний.
229
Таблица 8.9
Для прямоугольника с отношением сторон подошвы фундамента а-.Ь
z
b 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2', 4 2,8 3,2 4 5 10 и более
а
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
0,2 0,960 0,968 0,972 0,974 0,975 0,976 0,976 0,977 0,977 0,977 0,977 0,977
0,4 0,800 0,830 0,848 0,859 0,866 • 0,870 0,875 0,972 0,879 0,880 0,881 0,881
0,6 0,606 0,651 0,682 0,703 0,717 0,727 0,757 0,746 0,749 0,753 0,754 0,755
0,8 0,449 0,496 0,532 0,558 0,578 0,593 0,612 0,623 0,630 0,636 0,639 0,642
1,0 0,334 0,378 0,414 0,441 0,463 0,482 0,505 0,520 0,529 0,540 0,545 0,550
1,2 0,257 0,294 0,325 0,352 0,374 0,392 0,419 0,437 0,449 0,462 0,470 0,477
1,4 0,201 0,232 0,260 0,284 0,304 0,321 0,350 0,369 0,383 0,400 0,410 0,420
1,6 0,160 0,187 0,210 0,232 0,251 0,267 0,294 0,314 0,329 0,348 0,360 0,374
1,8 0,130 0,153 0,173 0,192 0,209 0,224 0,250 0,270 0,285 0,305 0,320 0,337
2,0 0,108 0,127 0,145 0,161 0,176 0,189 0,214 0,233 0,241 0,270 0,285 0,304
2,2 0,090 0,107 0,122 0,137 0,150 0,163 0,185 0,208 0,218 0,239 0,256 0,280
2,4 0,077 0,092 0,105 0,118 0,130 0,141 0,161 0,178 0,192 0,213 0,230 0,258
2,6 0,066 0,079 0,091 0,102 0,112 0,123 0,141 0,157 0,170 0,191 0,208 0,239
2,8 0,058 0,069 0,079 0,089 0,099 0,108 0,124 0,139 0,152 0,172 0,189 0,228
3,0 0,051 0,060 0,070 0,078 0,087 0,095 0,110 0,124 0,136 0,155 0,172 0,208
3,2 0,045 0,053 0,062 0,070 0,077 0,085 0,098 0,111 0,122 0,141 0,158 0,190
3,4 0,040 0,048 0,055 0,062 0,069 0,076 0,088 0,100 0,110 0,128 0,144 0,184
3,6 0,036 0,042 0,049 0,056 0,062 0,068 0,080 0,090 0,100 0,117 0,133 0,175
3,8 0,032 0,038 0,044 0,050 0,056 0,062 0,072 0,082 0,091 0,107 0,123 0,166
4,0 0,029 0,035 0,040 0,046 0,051 0,056 0,066 0,075 0,084 0,095 0,113 0,158
4,2 0,026 0,031 0,037 0,042 0,048 0,051 0,060 0,069 0,077 0,091 0,105 0,150
4,4 0,024 0,029 0,034 0,038 0,042 0,047 0,055 0,063 0,070 0,084 0,098 0,144
4,6 0,022 0,026 0,031 0,035 0,039 0,043 0,051 0,058 0,065 0,078 0,091 0,137
4,8 0,020 0,024 0,028 0,032 0,036 0,040 0,047 0,054 0,060 0,072 0,085 0,132
5,0 0,019 0,022 0,026 0,030 0,033 0,037 0,044 0,050 0,056 0,067 0,079 0,126
Определяя осадку фундамента, строят для некоторой толщи
грунта, расположенной ниже подошвы фундамента, эпюры избы-
точных oH,z и бытовых о*б,2 давлений. Ординаты этих эпюр отклады-
вают от вертикали, проходящей через центр тяжести подошвы
условного фундамента, так, чтобы одна из этих эпюр, например,
эпюра O6.z, была слева от этой вертикали, а эпюра ои,г — справа.
Для того чтобы найти глубину /ia, определяющую нижнюю границу
сжимаемой толщи грунта, удобно с той же стороны, на которой по-
строена эпюра Oh.z, построить эпюру 0,2об,г (т. е. эпюру, ординаты
которой составляют 20% от бытовых давлений). Тогда точка пере-
сечения эпюр аи,г и 0,2o6,z и определит положение нижней границы
сжимаемой толщи грунта.
На рис. 8.16, а показаны виды эпюр aH.z, O6,z и 0,2o6,z Для случая,
когда сжимаемая толща представляет собой однородный грунт
(например, водопроницаемый), а на рис. 8.16, б — для случая, ког-
да верхняя часть сжимаемой толщи представляет собой водопрони-
цаемый грунт, а нижняя — водонепроницаемый (на границе водо-
проницаемого и водонепроницаемого грунтов наблюдается скачок
в эпюре O6.z, и как следствие этого в эпюре 0,2o6,z).
В заключение следует отметить, что при определении осадок
фундаментов русловых опор расчетную поверхность грунта прини-
мают на отметке дна реки без учета его размыва.
РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
ПОСТРОЙКА ФУНДАМЕНТОВ
Глава 9
ОСОБЕННОСТИ ОРГАНИЗАЦИИ И ПРОИЗВОДСТВА РАБОТ
§ 9.1. Организация строительства фундаментов
В отличие от фундаментов зданий и сооружений, возводимых
на суходолах, работы по строительству фундаментов промежуточ-
ных опор больших и средйих мостов производят в условиях нали-
чия воды, колебаний ее горизонта, ледоходов, паводков, больших
волн и т. п. Эти специфические условия значительно осложняют
работы, повышая их стоимость и трудоемкость, увеличивая npo,j
должительность строительства фундаментов.
Комплекс работ по устройству фундаментов из свай, оболочек
или столбов независимо от положения плиты по отношению к по-
верхности грунта включает следующие основные технологические
процессы: изготовление свай, оболочек или устройство столбов в
грунте; погружение свай или оболочек й грунт; устройство котлова-
на; армирование и бетонирование плиты фундамента.
Работы по сооружению фундаментов с плитой, заглубленной в
грунт в пределах акваторий, производят, как правило, в следующей
очередности: устанавливают направляющий каркас, предназначен-
ный для закрепления в проектном положении погружаемых свай
и распорного крепления ограждения котлована. После установки
каркаса по его периметру погружают шпунт, являющийся огражде-
нием котлована (рис. 9.1, а), эрлифтом удаляют грунт из котлована
(рис. 9.1, б), устанавливают и погружают до проектной отметки
сваи (рис. 9.1, в), подводным способом укладывают в котлован бе-
тонную смесь водозащитной подушки, предназначенной для предот-
вращения поступления воды в котлован снизу (рис. 9.1, г), осуша-
ют котлован, срезают верхнюю часть свай, укладывают арматуру
и бетонируют плиту фундамента, а затем и тело опоры (рис. 9.1, д),
разбирают ограждение котлована (рис. 9.1, е).
Фундаменты с плитой, расположенной над поверхностью дна во-
дотока, возводят в следующей очередности выполнения основных
работ: устанавливают в проектное в плане и по высоте положение
направляющий каркас и закрепляют его в этом положении с по-
мощью свай, забитых по углам каркаса (рис. 9.2, а); устанавлива-
ют по периметру каркаса инвентарное ограждение котлована
(рис. 9.2, б). Остальные работы выполняют в той же очередности,
что и при сооружении фундамента с заглубленной в грунт плитой
(см. рис. 9.2, в — е).
В зависимости от особенностей конструкций, применяемых свай,
погружающего оборудования, глубины и скорости течения воды в
месте сооружения фундаментов приведенные на рис. 9.1 и 9.2 схе-
232
Рис. 9.1. Схема последовательности производства работ по сооружению свайного
фундамента с плитой, заглубленной в грунт:
/ — шпунт; 2 — направляющий каркас; 3 — вибромолот; 4 —стрела крана; 5 — эрлифт; 6 •—
свая; 7—сваебойный молот; 8 — кубло; 9—бункер с бетонолитной трубой; 10 — бетон-
ная смесь
мы производства работ могут корректироваться вследствие отказа
от применения направляющих каркасов, устройства ограждений
после окончания работ по заглублению свай и т. п.
На выбор оптимальной организации строительства и технологии
производства работ оказывают существенное влияние особенности
конструкции и размеры фундаментов, геологические и гидрологи-
ческие условия мостового перехода.
В зависимости от объемов работ, установленных сроков строи-
тельства моста, обеспеченности необходимым технологическим обо-
рудованием и рабочей силой, местных условий и других особенно-
стей стройки работы производят одновременно с берегов и средней
части моста, с двух или одного берега, но всегда таким образом,
чтобы не задержать монтаж или установку пролетных строений в
сроки, предусмотренные директивным графиком сооружения моста.
Как показывает практика строительства эстакад, часто работы
по сооружению фундаментов производят с одного берега, применяя
поточную технологию. Преимущества такой организации работ по
сравнению с ведением работ одновременно с двух берегов заклю-
чаются в сокращении примерно в 2 раза потребности в рабочей си-
ле, оборудовании, плавучих средствах. Несмотря на двойное увели-
чение срока строительства фундаментов, при хорошей организации
233
Рис. 9.2. Схема последовательности производства работ по сооружению свайного
фундамента с плитой, расположенной над грунтом:
1 — щит (шпунт) ограждения котлована; 2 — днище; 3 — свая; 4 — направляющий каркас;
5 — сваебойный молот; 6 — стрела крана; 7 — кубло; 8 — бункер с бетонолитной трубой;
9 — бетонная смесь
работ удается достигнуть высоких темпов сооружения мостов.
Применительно к строительству фундаментов сущность этой тех-
нологии заключается в том, что работу одновременно производят
на нескольких фундаментах в разных стадиях их готовности. Так,
если на последнем из группы фундаментов бетонируют плиту, то
на первом головном выполняют работы по подготовке к погруже-
нию свай или оболочек.
В месте строительства фундаментов больших мостов как на су-
ше, так и в пределах акваторий весь комплекс работ по заглубле-
нию свай и сооружение плиты производят с предварительно подго-
товленных площадок. Спланированная поверхность суходола или
искусственного островка используется для размещения необходи-
мого технологического оборудования. При глубине воды более 5 м
рабочие площадки устраивают на стационарных и плавучих под-
мостях или на направляющих каркасах, применяемых для фиксиро-
вания в проектном положении погружаемых свай. В этом отноше-
нии удобны плавучие самоподъемные платформы, часто используе-
мые за рубежом при строительстве больших мостов.
Из применяемых на акваториях лучшими следует считать рабо-
чие площадки, устраиваемые на направляющих каркасах или са-
234
моподъемных платформах. В этих случаях обеспечиваются нор-
мальные условия производства работ по сооружению фундаментов
независимо от колебаний уровня воды в реках и наличия больших
волн. Аналогичные условия обеспечиваются при строительстве мо-
стов и эстакад с применением поточной технологии по так называе-
мому пионерному способу, характерной особенностью которого яв-
ляется перемещение по готовой части моста оборудования, осущест-
вляющего работы по сооружению фундаментов и опор, а также ус-
тановке пролетных строений. Работы по пионерному способу могут
производиться как с одного, так и с двух берегов одновременно.
§ 9.2. Производство работ с поверхности грунта или
искусственных островков
Работы по сооружению фундаментов начинают с планировки
площадки для размещения на ней необходимого технологического
оборудования и обслуживающего персонала. Размеры площадки
назначают исходя из удобств производства работ по заглублению
свай или оболочек и устройству плиты фундамента, а также обес-
печения мест для размещения путей подвоза и кранов, временного
складирования элементов конструкции и Материалов.
Если грунтовые воды находятся глубоко, то в качестве площад-
ки иногда используют дно большого в плане котлована, которое в
этом случае возвышается на 0,5—1 м над горизонтом грунтовых
вод. В устойчивых грунтах котлован разрабатывают без креплений,
с откосами крутизной (допустимой для безопасного производства
работ), исключающей возможность их оползания в период дождей.
Кроме того, предусматривают меры по защите котлованов от затоп-
ления ливневыми водами.
В пределах суходолов сваи или оболочки заглубляют в грунт до
разработки или после разработки котлована.
До разработки котлована сваи погружают с поверхности искус-
ственных островков, отсыпаемых в пределах акваторий, вблизи су-
ществующих зданий и сооружений, а также в местах залегания в
уровне дна котлована наплывающих грунтов. Без котлованов всег-
да производят работы по заглублению свай и оболочек, являющих-
ся элементами опор, низ плиты которых расположен выше дневной
поверхности грунта или воды. В остальных случаях сваи погружают
после вскрытия котлованов.
Если сваи погружают до разработки котлована (рис. 9.3, а), то
исключается возможность наплыва грунтов, от динамического воз-
действия сваебойного оборудования, отпадает надобность в устрой-
стве тяжелых подмостей под копер, сокращается продолжитель-
ность водоотлива. К недостаткам такой технологии работ относятся
необходимость применения подбабков (или съемных секций свай)
для того, чтобы можно было затем разрабатывать грунт в котлова-
не механизмами до уровня верха свай.
После устройства большого в плане котлована копры размеща-
ют на его дне (рис. 9.3, б) или на подвижной траверсной тележке
235
Рис. 9.3. Схемы производства работ по забивке свай на суше:
./ — копер; 2 —молот; 3 —свая; 4—контур котлована; 5 —подвижные подмости; 6 — само-
ходный кран; 7 — подвесная стрела
(рис. 9.3, в), перекрывающей котлован. Часто сваебойный. молот
подвешивают к копровой стреле, шарнирно закрепленной к стреле
самоходного крана (рис. 9.3, г). Иногда в уровне естественной по-
верхности грунта над котлованом устраивают одноярусную сетку,
предназначенную для удерживания в проектном положении, погру-
жаемых свай. В первом случае приходится увеличивать размеры
котлована для возможности размещения копра при погружении
свай крайних рядов, во втором—требуются дополнительные затра-
ты на устройство траверсной тележки и, кроме того, необходимо уд-
линять копровую стрелу или применять подбабки. Лучшим решени-
ем считается использование копровой стрелы, навешиваемой на са-
моходный кран.
Для погружения свай в пределах суходолов, кроме копров, ис-
пользуют навесное копровое оборудование. Если сваи или оболочки
являются стойками опор, в которых плита фундамента одновремен-
но служит подферменником, то для фиксирования свай в проектном
положении, особенно погружаемых наклонно применяют перестав-
ляемые краном инвентарные каркасы. Такие каркасы были приме-
нены при строительстве опор эстакады на пойме р. Урала.
Каждая из 73 опор (рис. 9.4) эстакады состоит из шести наклонно погру-
женных полых железобетонных свай диаметром 0,6 м, поверху объединенных
монолитной плитой.
В местах сооружения опор под слоем песка толщиной 3 м залегают песчано-
гравелистые грунты. Сваи погружали на 10 м. Расчетная нагрузка на свою 75 тс.
Для придания погружаемым сваям наклона 10:1 применяли инвентарный
стальной каркас (рис. 9.5) высотой 3,5 м и массой 5 т, изготовленный из уголков
и швеллеров. Каркас состоял из двух отдельных секций (под каждый ряд свай),
соединенных стыковыми планками на болтах. В каждой секции три направляю-
щих стакана шарнирно соединяли с прямоугольным основанием. Благодаря шар-
нирному соединению стаканы могли откидываться в сторону. Каркас собирали
и устанавливали на место автомобильным краном грузоподъемностью 5 т.
Сваи погружали вибратором ВП-3 в два приема. Сначала заглубляли первую
секцию всех свай фундамента, а затем после поочередного наращивания второй
секции сваи погружали до получения расчетного отказа.
236
Рис. 9.4. Опора- эстакады через пойму
р. Урала
Рис. 9.5. Инвентарный направляющий
каркас:
1 — оболочка; 2 — стаканные ячейки
На погружение шести, свай одной опоры затрачивали 18 ч, в том числе на
погружение первых секций 6 ч. Работы по заглублению 458 свай и бетонированию
плит 73 опор выполнили за 3 мес одним комплектом технологического обору-
дования.
Применение переставного направляющего каркаса позволило точно (в плане)
погрузить в короткие сроки значительное количество свай, используя один не-
большой кран и вибропогружатель. Если бы не применяли каркас, то потребо-
вался копер с вибропогружателем и кран для разгрузки свай (с транспортных
средств) пли два крана, из которых один постоянно был бы занят на погруже-
нии свай.
В пределах водотоков глубиной до 5 м в ряде случаев бывает
целесообразным взамен подмостей или плавучих средств, отсыпать
искусственные островки для размещения на них бурового оборудо-
вания (рис. 9.6). При этом приходится учитывать, что с увеличени-
ем глубины водотока усложняется конструкция ограждения остров-
ков и меры защиты их от -подмыва. Поэтому при глубине воды
более 5 м устройство островков становится, как правило, экономи-
чески нецелесообразным.
Применяемые островки подразделяют на три основных типа: без
ограждений; с ограждением, не воспринимающим давление грунто-
вой засыпки; с ограждением, которое воспринимает давление от-
сыпанного грунта.
Островки без ограждений (рис. 9.6, а) применяют при глубине
воды до 2 м и средней скорости ее течения в стесненном островка-
ми русле, не превышающей приведенных значений:
Скорость течения
воды, м/с
Песок мелкий .................................... 0,3
» крупный..................................... 0,8
Гравий средний................................... 1,2
» крупный..................................... 1,5
237
Рис. 9.6. Искусственные островки для сооружения фундаментов из буровых свай:
/ — контур плиты фундамента; 2 —свая; 3 — глинистый раствор; 4 — инвентарный патрубок;
5 —насыпной грунт островка; 6 — контур котлована; 7 — кран с буровым оборудованием;
8 — закладной щит; 9 — деревянная свая; 10 — деревянный шпунт; // — стальной шпунт
В зависимости от свойств грунтов отсыпки, скорости течения и
способа их укладки, островки устраивают с откосами от 1:2 до
1:5.
Островки с ограждением (рис. 9.6, б), не воспринимающим дав-
ление засыпки, применяют при глубине воды до 3 м преимуществен-
но для устройства рабочих площадок вблизи уреза воды. В качест-
ве ограждения используют деревянный шпунт или щиты, установ-
238
ленные между парными сваями или с упором в козелковые опоры.
Ограждение располагают по контуру основания откосов отсыпки.
Островки с ограждением (рис. 9.6, в), воспринимающим давле-
ние засыпки, применяют при глубине воды от 2 до 6 м и скорости
течения воды более 1,5 м/с. По конструкции такие ограждения под-
разделяют на щитовые и шпунтовые.
Щитовые ограждения, используемые при глубине воды до 2 м,
состоят из щитов, заводимых в пространство между парными пред-
варительно забитыми сваями.
Деревянные шпунтовые ограждения применяют при глубине
воды до 4 м. При больших глубинах воды для ограждения исполь-
зуют стальной шпунт. Отметку верха шпунта назначают на 1 м вы-
ше горизонта воды (с учетом высоты волны), возможного в период
устройства фундамента.
Величину заглубления низа шпунтового ограждения в грунт и
его прочность определяют расчетом в зависимости от вида грунтов
засыпки и в основании островка.
Рабочую площадку на искусственных островках независимо от
их конструкции располагают на 0,5—1,0 м выше уровня воды, воз-
можного в период сооружения фундамента.
Искусственные островки в ограждении из стального шпунта (рис. 9.6, г)
при глубине воды до 6 м применяли в условиях сибирских рек при сооружении
фундаментов нескольких мостов из буровых столбов диаметром 1,35 и 1,42 м с
уширенной пятой диаметром 3,2 и 3,5 м при длине до 40 м.
Размеры островков назначали исходя из необходимости обеспечения возмож-
ности одним буровым агрегатом обслуживания работ по бурению всех скважин,
установке арматурных каркасов и заполнению скважин бетонной смесью.
Буровой агрегат передвигали по пути, расположенному на поверхности ост-
ровка или при помощи тележки, перемещаемой по рельсовому пути, уложенному
по продольным стенкам шпунтового ограждения. В первом случае путь прихо-
дилось перекладывать по мере надобности, чтобы можно было пробурить все
скважины.
Для предотвращения обрушения песчаных грунтов с боковой поверхности
разбуриваемых скважин применяли глинистый раствор. Цех для приготовления
глинистого раствора размещали в непосредственной близости от места работ на
свайном ледорезе, прикрывающем островок от ледохода, на плашкоуте из понто-
нов КС, пли на грунтовой подсыпке. По окончании бурения в каждую скважину
устанавливали арматурный каркас, а затем ее заполняли бетонной смесью.
Котлованы разрабатывали грейфером пли эрлифтом без откачки воды. Если
низ шпунта заглубляли в водонепроницаемый слой связного грунта, разработку
котлована и бетонирование плиты производили с водоотливом.
Бетонную смесь, арматурные каркасы и другие материалы транспортировали
зимой по льду автомобилями, в летний и осенний периоды — катерами; иногда
использовали наплавные мосты из понтонов КС. Буровые агрегаты доставляли к
русловым опорам на плашкоутах из понтонов КС.
Для бесперебойного обеспечения буровых работ электроэнергией, а в зимнее
время и паром, предусматривали систему резервного снабжения в виде дополни-
тельной электростанции и небольшой котельной.
Скважины бурили со скоростью 1—3 м/ч. На разбуривание одного уширения
затрачивали от 3 до 9 ч. Бетонную смесь укладывали с интенсивностью
4—12 м3/ч.
Применение искусственных островков обеспечило возможность сооружения
фундаментов с использованием буровых агрегатов ЦНИИС, смонтированных на
тяжелых копрах СССМ-680, в условиях частых и сильных ветров на реке и при
осеннем и весеннем ледоходах.
239
§ 9.3. Производство работ с подмостей
Подмости применяют для выполнения работ по сооружению
фундаментов из свай или оболочек на реках глубиной до 10 .м., при
наличии частых сильных ветров летом и тонком ледяном покрове
зимой, а также если отсутствуют необходимые плавучие средства
Рис. 9.7. Использование временных подмостей для производства работ по
сооружению фундаментов:
1 — подмости; 2 — стреловой кран; 3 — копровая стрела; 4 — сваебойный молот; 5
инвентарный подбабок; 6 — свая; 7 —шпунт; 8 — распорка; 9 — портальный кран;
10 — стойки; //—самоподъемная платформа; /2 — направляющий каркас; /3 —копер
240
или невозможно их использовать вследствие недостаточной глуби-
ны водотока: Особенно необходимы подмости для производства ра-
бот по устройству фундаментов из буровых столбов, когда плаву-
чие средства нежелательны из-за неблагоприятного воздействия
волнения акватории на бурение скважин в грунте роторными
станками.
В зависимости от особенностей конструкции фундаментов, глу-
бины воды, колебаний ее. уровня, повторяемости и силы ветра, ин-
тенсивности ледохода и других'факторов подмости устраивают с
одной стороны (рис. 9;7, а) или с двух сторон (рис. 9.7, б) возво-
димого фундамента.
Для выполнения работ по сооружению фундаментов мостов в
пределах глубоких рек за рубежом взамен стационарных или пла-
вучих подмостей иногда используют плавучие самоподъемные
платформы (рис. 9.7, в); нередко рабочие площадки размещают
непосредственно на верху направляющего каркаса (рис. 9.7, а).
Размещение площадок с необходимым технологическим обору-
дованием на стационарных подмостях обеспечивает возможность
производства работ по сооружению фундаментов независимо от
степени волнения акватории и колебаний уровня воды.
С верховой или низовой стороны фундамента подмости устраи-
вают для установки на них стационарного крана со стрелой, имею-
щей длину и грузоподъемность, при которых обеспечивается воз-
можность выполнения с одной стоянки всего комплекса работ по
сооружению фундамента, в том числе по установке облегченного на-
правляющего каркаса, погружению свай с использованием навес-
ной копровой стрелы, устройству и разборке ограждения котлована
и сооружению плиты.
Устраиваемые с верховой стороны подмости конструируют бо-
лее мощными из-за возможного навала на них проходящих судов,
а иногда и воздействия ледохода. Такие подмости являются при-
крытием для котлована сооружаемого фундамента.
Подмости, устраиваемые с низовой стороны, могут быть облег-
чены, но тогда требуются дополнительные меры по защите соору-
жаемого фундамента.
На подмости часто устанавливают деррик-краны грузоподъем-
ностью от 20 до 100 т со стрелой длиной свыше 20 м. Основным
достоинством таких кранов является небольшое по сравнению с гу-
сеничными и колесными кранами уменьшение грузоподъемности с
увеличением вылета стрелы. Кроме того, деррики проще монтиро-
вать на подмостях, а затем демонтировать. Применение кранов на
стационарных подмостях экономически оправдано при необходимо-
сти строительства фундаментов с большим количеством свай или
оболочек.
Подмости с двух сторон сооружаемого фундамента устраивают
в случаях необходимости установки копра или бурового агрегата
на объемлющую тележку, которая может перемещаться вдоль фун-
дамента, а также при использовании портального крана для обслу-
живания всех работ по устройству фундамента.
241
Строительство опор моста длиной
более 1 км через реку глубиной до 1,5 м
с быстрым течением было организовано
одновременно с двух берегов. Вследст-
вие невозможности использования пла-
вучих средств работы по сооружению
32 опор, состоящих из восьми наклон-
ных свай диаметром 55 см каждая, вы-
полняли с временных эстакадных подмо-
стей. С одного берега подмости для
перемещения портального крана распо-
ложили симметрично относительно оси
моста. Со второго берега, где работы
обслуживались гусеничным краном, под-
мости построили с верховой стороны мо-
ста на расстоянии 5 м от его оси.
Устройство подмостей в стороне от
оси моста вызывалось необходимостью
обеспечить свободу перемещения гусе-
ничного крана вдоль, моста во время за-
глубления свай, которое производилось
вибропогружателем. Проектный наклон
свай достигался применением направляю-
щего деревянного каркаса высотой 3.5 м
и вышки высотой 7,5 м. При этом вышка
не препятствовала перемещению порталь-
ного крана.
Вибропогружение на глубину до
30 м производили с применением подмы-
ва грунта, используя подмывную трубу,
расположенную в полости заглубляемых
свай.
Рис. 9.8. Подмости для забивки свай:
1 — сваи подмостей; 2 — ферма; 3 — на-
правляющая стрела; 4 — забиваемая свая;
•5 — подвижная платформа; 6 — подбабок;
7 — молот; 8 — копер
Необходимость устройства подмостей предопределялась невозможностью
использования в условиях рассматриваемого мостового перехода плавучих средств
вследствие небольшой глубины воды и множества перекатов. Искусственные
островки здесь нельзя было применить из-за больших размывов дна.
Стационарные объемлющие подмости (рис. 9.8) применяли для выполнения
работ по забивке железобетонных свай сечением 38X48 см и массой 14 т при
сооружении фундаментов моста через прол. Малый Бельт (см. рис. 2.15). Сваи
забивали (вертикально и с наклоном 5:1) молотом одиночного действия с удар-
ной частью массой 12 т и высотой ее падения 0,8—0,9 м. В связи с тем, что такой
молот нельзя использовать для работы в воде, сваи забивали с трубчатым
стальным подбабком длиной 19 м и массой 9,2 т.
Для придания погружаемым сваям проектного положения применяли паро-
вой копер с 30-метровой стрелой, которую удлинили на 12 м решетчатой фермой
с закрепленной к ней направляющей стрелой длиной 17,5 м (см. рис. 9.8).
Стационарные подмости для забивки свай фундаментов этого моста были
приняты на основе всестороннего анализа условий производства таких работ в
аналогичных гидрологических условиях ранее построенных мостов. В результате
этого было признано, что в условиях значительного волнения акватории и отсут-
ствия у строительной организации самоподъемных плавучих платформ наиболее
целесообразно забивать сваи со стационарных подмостей.
Следует иметь в виду, что применение временных подмостей
всегда связано с необходимостью забивки и выдергивания свай,
монтажом и разборкой надводной конструкции. На такие работы
затрачивается много труда и времени, которые можно всегда ис-
пользовать более рационально. Что касается деревянных подмо-
стей, то, как показывает практика, после их разборки лесоматери-
242
Рис. 9.9. Кран-копер:
/ — пролетное строение; 2 — конструкция крана-копра; 3 — свая; # —тележка; 5 — копровая
стрела; 6 — сваебойный молот
ал повторно почти не используют. Поэтому применение временных
стационарных подмостей является вынужденным решением, когда
строители по тем или иным причинам не могут использовать само-
подъемные платформы, плавучие средства или направляющие кар-
касы для устройства на них рабочих площадок.
Если для фиксирования погружаемых свай или оболочек при-
меняют пространственные направляющие каркасы, то после их ус-
тановки и закрепления в проектном положении на них устраивают
площадки для выполнения работ по сооружению фундаментов.
Обычно площадка представляет настил из досок толщиной 4—
5 см, пришитых гвоздями к деревянным брусьям, которые закреп-
лены к элементам направляющего каркаса. В площадке имеются
отверстия для пропуска свай или оболочек.
Использование направляющих каркасов в качестве подмостей
для устройства рабочих площадок и размещения на них некоторого
технологического оборудования способствует значительному сокра-
щению затрат времени, труда и материалов по сравнению с вариан-
том устройства специальных подмостей.
В процессе строительства фундаментов из оболочек и свай мно-
гих больших мостов, в том числе через реки Волгу, Днепр, Оку,
Лиелупе, Волхов и др., направляющие каркасы использовали для
размещения на них рабочих площадок.
При строительстве эстакадных мостов значительной протяжен-
ности в пределах акваторий хорошо зарекомендовал себя пионер-
ный способ производства работ по сооружению опор и установке
пролетных строений. При этом способе отпадает надобность в уст-
ройстве стационарных подмостей и рабочих площадок. Необходи-
мое технологическое оборудование перемещают по готовой части
моста по мере ее сооружения.
Этот способ работ успешно применен при строительстве автодорожного свай-
но-эстакадного моста через лиман Шабалат. Отверстие моста перекрыто пролет-
ными строениями длиной по 16,8 м на опорах из шести свай сечением 35X35 см,
расположенных в два ряда. Вследствие специфических условий лимана рассмот-
243
Рис. 9.10. Стык подферменной плиты
со сваей:
J — свая; 2 — плита; 3 — выпуск j стержня
продольной арматуры; 4 — стальная за-
кладная деталь
рели три варианта организации строи-
тельства моста: постройка временных
подмостей — эстакады; соружение глубо-
ководного канала; монтаж моста одним
краном впереди себя пионерным спосо-
бом. Последний вариант оказался наи-
более. экономичным.
•Киевский отдел СКВ Главмоссто-
строя на базе консольно-шлюзового кра-
на создал кран-копер (рис. 9.9), которым
выполняли работы по забивке свай, уста-
новке- насадок и монтажу пролетных
строений.
Для забивки свай на консольной ча-
сти крана закрепили специальную попе-
речную раму для перемещения по ней
копровой стрелы. Необходимую точ-
ность погружения свай обеспечивали ус-
тановкой и закреплением в требуемом
положении крана-копра.
Техническая характеристика крана-копра
Предельная масса блока пролетного строения ... 20 т
То же, насадки .................................... 10 »
» сваи и молота................................... 9 »
Расстояние между крайними в ряду сваями ... 3 м
Суммарная мощность электродвигателей.......... 15,7 кВт
Ширина колеи рельсового пути...................... 3,32 м
Масса крана....................................... 46,3 т
Работы производили в следующей очередности: забивка и срубка свай,
установка подферменной плиты, и ее замоноличиванпе, монтаж блоков пролет-
ных строений, замоноличивание (сварка диафрагм) пролетного строения и пере-
кладка подкранового пути.
. Находящиеся на берегу сваи грузили на монтажную тележку, подвозили
под кран-копер мотовозом, строповали к грузовой тележке и подавали к месту
забивки.
Каждую установленную в проектное положение сваю забивали трубчатым
дизель-молотом с ударной частью массой 1,25 т. Верхнюю часть свай срубали
отбойным молотком, обнажая арматуру. После этого на сваи надевали и крепили
электросваркой подферменную плиту с помощью соединения (рис. 9.10), обеспе-
чивавшего передачу монтажных нагрузок от крана на только что замоноличен-
ный узел. От массы монтажного крана на каждую сваю передавалось давление
26,3 тс.
Основным достоинством сварного монтажного стыка сваи с плитой явилась
возможность организовать работы без длительных перерывов, что способствовало
резкому повышению темпа строительства моста.
Мост сооружала комплексная бригада из 11 чел. Зимой работали в одну,
а летом в две смены. В течение суток сооружали до восьми пролетов при двух-
сменной работе.
Опыт успешного применения пионерного способа строительства свайно-
эстакадных мостов подтвердил его несомненные достоинства, из которых основ-
ными являются: независимость ведения работ от гидрологических условий и
времени года, создание четкого потока с механизацией всех операций, высокая
точность установки и погружения свай. Такая технология работ особенно эффек-
тивна, если невозможно доставить и разместить оборудование сбоку моста, в
•первую очередь, при сооружении эстакад в пределах болот.
В ряде случаев в зависимости от возможностей строительных организаций,
осуществляющих сооружение эстакад пионерным способом, иногда часть техно-
244
логического оборудования перемещают по смонтированной части эстакад, а
часть — с помощью плавучих средств. Например, при сооружении эстакады
длиной 19,5 м Чесапикского тоннельно-мостового перехода (США) установка
для погружения оболочек была размещена на плавучей самоподъемной платфор-
ме, а все остальное оборудований располагалось на смонтированной части
эстакады.
Эстакада перекрыта пролетными строениями длиной 22,8 м,.. опирающимися
на опоры, состоящие из трех оболочек диаметром 1,37 м. Оболочки длиной от
21,4 до 52 м после погружения в грунт заполняли бетонной смесью. Расчетная
нагрузка на оболочку—195 тс. Забивку предварительно напряженных оболочек
массой до 65 т производили с использованием плавучей . платформы размером
45X21 м, на которой находился кран грузоподъемностью 90 т, оснащенный на-
весной копровой стрелой. Йа время забивки свай платформу приподнимали над
водой, передавая нагрузку от нее на четыре стальные полые стойки. На нижнем
конце каждой стойки крепили башмак диаметром 8,5 м, предохраняющий стойки
от просадки в слабые грунты дна залива.
Проектное положение оболочек обеспечивали соответствующим расположе-
нием копровой стрелы.
Вслед за1 перестановкой платформы для забивки свай по верху заглубленных
оболочек передвигали платформу длиной 53,5 м с двумя жестконогими деррика-
ми по ее концам, которые обеспечивали работы по срезке оболочек (впереди
платформы) и установке подферменной плиты (сзади нее).
Балки пролётных строений устанавливали дерриком грузоподъемностью 68 т,
который перемещали вслед за передвижной платформой.
Йатяжение арматурных пучков, связывающих продольные балки пролетных
строений в поперечном направлении, производили при помощи специального агре-
гата, вслед за которым перемещали навесную платформу для отделки боковых
поверхностей пролетных строений.
Применение самоподъемной плавучей платформы на этом переходе оказалось
не совсем удачным, так как она во время шторма опрокинулась и ремонт ее
продолжался 6 мес, в течение которых оболочки не погружали.
Однако в подайляющем большинстве случаев применение плавучих само-
подъемных платформ является экономически и технически оправданным. Объяс-
няется это тем, что такие платформы; обладая всеми достоинствами стационар-
ных подмостей, а также плавучих кранов и копров, лишены их недостатков.
В зарубежном мостостроении широко применяют плавучие плат-
формы разных конструкций для выполнения всех видов работ, свя-
занных с постройкой фундаментов разных типов и опор мостов, а в
ряде случаев и монтажом или установкой пролетных строений.
Платформы имеют вид закрытого преимущественно прямоуголь-
ного понтона, по углам которого установлены, как правило, четы-
ре стальные трубчатые стойки диаметром до 2 м.
В транспортном положении’платформу, обладающую собствен-
ной плавучестью, буксируют к месту установки. При этом низ стоек
располагается, как правило, примерно на уровне дна платформы,
чтобы не препятствовать ее перемещению на плаву.
Подъем платформы из транспортного в рабочее положение и
наоборот производят с помощью системы пневматических или гид-
равлических домкратов, которые, охватывая по периметру стойки,
передают на них давление от платформы с установленными на ней
оборудованием, материалами и элементами конструкций фундамен-
тов или опор.
После установки платформы в проектное в плане положение
стойки опускают до дна и поочередно вдавливают их в грунт, пе-
245
редавая с помощью домкратов нагрузку, равную примерно полови-
не давления платформы. Это достигается тем, что подъем платфор-
мы осуществляют поочередно тремя домкратами вместо четырех,
тем самым заведомо перегружая каждую стойку.
В рабочем положении платформа, опираясь на стойки, возвыша-
ется над поверхностью акватории на величину, определяемую в
зависимости от амплитуды колебаний уровня воды и интенсивности
волнения.
Платформы находятся на плаву только при транспортировании
их от одной стоянки к другой. В остальное время они — в рабочем
положении.
В зависимости от объемов работ на строительстве одного перехода применя-
ют одну — пять платформ. Для строительства опор моста длиной 8,5 км, в устье-
p. Колумбии использовали три платформы размерами в плане 18,3X31,6 мг
24,4X42,7 и 24,4 X48,8 м. Трубчатые стойки диаметром 1,83 м имели длину 35,6 м.
у первой платформы и 70 м у двух других. Необходимость применения таких:
платформ обусловлена тем, что использование обычного плавучего строительного
оборудования было затруднено природными факторами, а именно сильными
ветрами и большим количеством осадков, амплитудой колебаний воды 3,5 м из-за
приливов и отливов и течением воды до 2,4 м/с.
На самой большой платформе находился деррик грузоподъемностью 450 т
со стрелой длиной 52 м. К этому крану подвешивали телескопическую копровую-
направляющую стрелу длиной 51,5 м.
Забивку всех свай (восьмиугольного сечения диаметром 36 см длиной 15,2—
18,3 м) фундамента одной опоры производили с одной стоянки платформы.
Пользуясь методами триангуляции, на стальной палубе платформы, установлен-
ной в рабочее положение, разбивали базисную линию, к которой затем «привязы-
вали» каждую погружаемую сваю. После установки копровой стрелы точно в
требуемое положение ее нижнюю часть телескопически выдвигали вниз до упора
в дно реки, а затем укладывали на стрелу подготовленную к погружению сваю.
Такая технология обеспечила забивку вертикальных и наклонных свай в проект-
ном положении без применения каркасов при глубине воды до 23 м.
Для возможности точной регулировки положения направляющей стрелы,
кран-копер смонтировали на салазках, которые гидравлическими домкратами
могли перемещаться по рельсовым направляющим в любом направлении. За
сутки паровоздушным молотом с энергией удара до 5200 кгс-м забивали до-
67 свай в песчано-илистые грунты.
Каждая из 24 промежуточных опор моста составлена из двух цилиндро-ко-
нических колонн, образуемых тонкостенными железобетонными колодцами-обо-
лочками, которые после установки на забитые сваи заполняли бетонной смесью.
Колодцы-оболочки колонн диаметром 7,3 м вверху и 12,8 м внизу при высоте-
до 6 м и массой до 342 т изготовляли на палубе барж. На каждой барже бето-
нировали по два колодца-оболочки, которые после набора бетоном требуемой
прочности транспортировали к месту сооружения очередной опоры.
Для возможности установки в проектное положение тяжелых колодцев-
оболочек по их периметру предварительно забили деревянные сваи, верхнюю*
часть которых срезали водолазы на заданной отметке.
Правильность срезки свай контролировали шаблоном, который перемещали
по горизонтали вдоль бортов двух меньших платформ, установленных в рабочее-
положение с противоположных сторон сооружаемого фундамента.
После такого контроля в просвет между платформами- заводили на плаву
поочередно две мощные коробчатые стальные балки, которые с помощью уста-
новленных на платформах дерриков грузоподъемностью 90 и 150 т укладывали
на палубу платформ таким образом, чтобы имеющееся в средней части каждой
из этих балок вертикальное отверстие строго размещалось над центром соот-
ветствующей колонны опоры. Затем в эти отверстия вставляли трубчатые под-
вески по типу стоек самих платформ. Каждую подвеску охватывала система из
восьми пневматических домкратов.
246
После этого баржу с двумя
железобетонными колодцами-обо-
лочками подводили под установ-
ленные подвески и закрепляли к
ним (с помощью сварной кресто-
вины) оболочки. Приподняв пнев-
матическими домкратами колодцы-
оболочки, удаляли из-под них бар-
аку, а затем опускали их до
опирания на предварительно сре-
занные деревянные сваи. В резуль-
тате этого верхние концы железо-
бетонных свай оказывались в по-
лости опущенных оболочек, кото-
рые затем обсыпали по периметру
грунтом, чтобы предотвратить вы-
текание бетонной смеси, уклады-
ваемой подводным способом.
По окончании заполнения ко-
лодцев-оболочек бетонной смесью
на их верх укладывали мощную
железобетонную балку (насадку)
высотой 4,58 м п массой до 750 т.
Ее низ расположен на 0,9 м ниже
самого низкого горизонта воды.
На строительстве фундамен-
тов моста через оз. Маракайбо
(см. гл. 2) для работ по бурению
скважин диаметром 1,5 м и уста-
новке в них железобетонных обо-
лочек диаметром 1,35 м и длиной
до 60 м применяли три плавучие
самоподъемные платформы, из ко-
торых две прямоугольной размерами
в плане 22,5x24,4 м и одна треугольной
формы с катетом длиной 40 м (рис. 9.11). На первых двух платформах находи-
лись четыре буровых станка фирмы «Зальцгиттгр», на третьей, кроме бурового
станка, был смонтирован кран, который мог при вылете стрелы 19,5 м устанавли-
вать элементы массой до 250 т. Платформы использовали при глубине воды
до 21 м.
Три плавучие самоподъемные платформы размером в плане 24,16X46,35 м
применяли для работ по строительству фундаментов (см. рис. 2.9) моста через
бухту Гуанабара в Рио-де-Жанейро при глубине воды до 22 м. Стальные труб-
чатые опорные стойки диаметром 1,8 м имели длину 50,2 м. На каждой плат-
форме размещали два буровых станка, которые, перемещаясь вдоль платформы,
обеспечивали выполнение работ по устройству восьми столбов одного ряда с
одной стоянки платформы. С противоположной стороны (от станков) платфор-
мы, вдоль ее борта, в ячейках находились секции инвентарных обсадных труб
диаметром 2,2 м и длиной по 6 м.
Установленный на платформе кран на автомобильном ходу обеспечивал ра-
боты по наращиванию и удалению обсадных труб при бурении скважин, уста-
новке в них стальных оболочек диаметром 1,8 м и укладке бетонной смеси.
Работы по сооружению каждого столба начинали с погружения оборудова-
нием фирмы «Баде» инвентарной трубы до поверхности скальной породы. По
мере заглубления грунт в трубе рыхлили буровой машиной фирмы «Вирт» и
удаляли эрлифтом, являвшимся составной ее частью. Этой же машиной бурили
скважины в скальной породе.
По окончании бурения в полость инвентарной трубы опускали защитную
стальную оболочку диаметром 1,8 м и стенкой толщиной 10 мм, низ которой
не доводили на 1,8 м до забоя скважины, чтобы обеспечить доброкачест-
венное соединение бетона боковой поверхности столба со скальной породой
основания.
247
После установки арматурного каркаса в скважину и оболочку: подводным
способом укладывали бетонную смесь с помощью бетононасоса производитель-
ностью 60 м3/ч.
Пространство между поверхностями оболочки и скважины заполняли, пес-
ком по мере извлечения обсадной трубы.
Успешный опыт применения плавучих самоподъемных платформ для выпол-
нения всего комплекса работ по сооружению фундаментов внеклассных мостов,
несомненно, подтверждает техническую целесообразность и экономическую
выгоду использования таких платформ в пределах глубоких водотоков.
Применительно к условиям строительства мостов в нашей стране по пред-
ложению ЦНИИС Минтрансстроя СКБ Главмостостроя разработало конструк-
цию сборно-разборных платформ, составляемых из инвентарных . понтонов КС,
которые имеются в достаточном количестве в мостостроительных организациях.
Применение таких платформ обеспечивает возможность их монтажа из табель-
ного имущества организации^а также их можно в случае необходимости транс-
портировать, не только по воде, но -1гпо суше.
§ 9.4. Производство работ с плавучих средств
Из-за больших затрат, материалов и труда на устройство времен-
ных стационарных подмостей в русле рек работы по сооружению
фундаментов производят, -как правило, с плавучих средств, разме-
щая необходимое технологическое оборудование на плашкоутах,
понтонах или баржах. Например,' легкий копер можно установить
вблизи борта понтона или плашкоута (рис. 9.12, а). Для установки
тяжелого копра целессообрано использовать балочную конструк-
цию, опертую концами на два понтона (рис. 9.12, б). В этом случае
копер можно передвигать вдоль балок, а смещая плавучую систему,
вдоль реки, обеспечить забивку свай в пределах контура большого
фундамента. Если взамен копра использовать стреловой кран
(рис. 9.12, в), то, кроме забивки свай, возможно выполнить весь
комплекс работ по сооружению фундамента. При недостаточной
грузоподъемности крана на больших вылетах стрелы целесообразно
его расположить на мостике (рис. 9.12, г), который можно переме-
щать вдоль плашкоутов, находящихся с боков сооружаемого фун-
дамента.
Использование плавучих средств взамен стационарных подмос-
тей обеспечивает значительное сокращение затрат труда и материа-
лов за счет исключения работ по забивке и выдергиванию деревян-
ных свай, устройству и разборке рабочих площадок и т. п.
Плавучие копровый агрегат и кран использовали для погружения наклон-
ных железобетонных оболочек диаметром 1,16 м и длиной 24—30 м при строи-
тельстве фундаментов моста через р. Южный Буг (см. рис. 2.6). Оболочки за-
глубляли вибропогружателем ВП-3, который перемещался по стреле копра
СССМ-680. Оболочки проектной длины устанавливали на копер краном грузо-
подъемностью 75 т. Подъем из горизонтального в наклонное положение произ-
водили с применением траверсы. Поскольку верхние концы оболочек запроекти-
рованы в конструкции фундамента взаимно пересекающимися выше рабочего'
горизонта воды, то их головы заглубляли на 4—5 м ниже уровня воды в реке.
Оболочки погружали со съемным трубчатым подбабком, у которого нижний
конец крепили к оболочке, а на верхний устанавливали вибропогружатель. После
заглубления оболочки подбабок отсоединял водолаз.
До проектной отметки оболочки заглубляли вибропогружателем, причем
первые 7—9 м они погружались под действием силы тяжести, затем на глубину
248
Рис. 9.12. Использование плавучих средств для производства работ по
. сооружению фундаментов:
/ — свая; 2 — плашкоут; 3 — копер; 4 — сваебойиый молот; 5 —ограждение котлована;
6 — направляющий каркас; 7 — кран; 8 — балка
14—18 м — вибратором ВП-З без удаления грунта, а в дальнейшем дополнитель-
но применяли подмыв и эрлифтирование грунта.
Плиту фундаментов бетонировали в котловане, огражденном стальным
шпунтом, а для некоторых опор — щитами.
Поскольку на этой реке в районе перехода не бывает сильных ветров и
больших колебаний уровней воды, то все технологическое оборудование разме-
стили на плавучих средствах.
Несколько необычно было организовано строительство мостового перехода
длиной 1097 М'через болото глубиной 27,4 м в штате Пенсильвания' (США). Пе-
249
реход запроектирован из двух рядом расположенных одинаковых мостов. Каж-
дая из 118 промежуточных опор мостов имеет шесть или восемь свай длиной от
30,5 до 61,0 м. Сваи изготовлены из стальных труб диаметром 40,6 см со стенкой
толщиной 9,5 мм. После погружения в грунт трубы заполнили бетонной смесью.
Работы по одновременному строительству двух мостов вели с одного берега.
Все необходимое технологическое оборудование и бетонный завод разместили на*
плавучих средствах. Для обеспечения возможности перемещения этого оборудо-
вания, а также понтонов с материалами и элементами конструкции мостов, в те-
чение нескольких недель землесосами разработали в слое торфа канал глубиной
около 3 м, шириной до 46 м и длиной 760 м.
Устройство подобного канала для перемещения плавучего оборудования
целесообразно в случае отсутствия специальных кранов-копров для строительства
эстакад пионерным способом.
После анализа различных практически возможных и экономически целесооб-
разных вариантов организации строительства первого моста через оз. Пончарт-
рейн остановились на поточной технологии производства работ с применением
оборудования, установленного на плавучих средствах. Для обслуживания работ
по строительству этого моста использовали один 200-тонный и четыре 50-тонных:
плавучих крана, 36 барж п семь буксиров.
Работы по заглублению в грунт оболочек диаметром 1,37 м производили дву-
мя плавучими копровыми агрегатами с молотами одиночного действия, имевшими
ударную часть массой 6,8 т. Агрегаты устанавливали вдоль строящегося моста!
сбоку переставного направляющего каркаса для оболочек.
Подмыв погружаемых оболочек осуществляли с баржи, устанавливаемой
между копровыми агрегатами. На барже находились подмывные устройства (на-
сосы, разводящая магистральная труба, резиновые шланги и подмывные трубы).
До проектного отказа оболочки добивали при отключенном подмыве.
Насадки устанавливали плавучим краном грузоподъемностью 50 т. Для уста-
новки пролетных строений использовали 200-тонный кран.
Для моста изготовили и погрузили в грунт 4886 оболочек, установили 2440
насадок и 2232 пролетных строения длиной по 17,1 м. Общий объем сборного
железобетона составил около 250 тыс. м3.
Элементы моста готовили на полигоне, оборудованном на берегу и соединен-
ном с озером каналом длиной 365. м. Полигон строили четыре месяца, стоимость
его составила около 22% общей стоимости моста. В дальнейшем этот полигон
широко использовали для изготовления элементов других построенных позже
мостов, в том числе нескольких мостов через оз. Пончартрейн и залив Пенсакола.
На строительстве моста через зал. Пенсакола забивку оболочек и монтаж
пролетных строений производили специально оборудованным плавучим агрега-
том. Такой агрегат представлял плашкоут размерами 14X61X3 м, на одном кон-
це которого находился полноповоротный кран грузоподъемностью 65 т, обслужи-
вающий работы по забивке оболочек, а на другом конце — А-образный деррик
для установки ригелей опор и 160-тонных пролетных строений. На плашкоуте
также размещалась вышка с подмывными устройствами и направляющим карка-
сом, который в рабочем положении закрепляли за ранее погруженные оболочки
двух опор.
Все элементы моста из сборного железобетона изготавливали на полигоне и
на понтонах доставляли на плаву на расстояние 320 км. Всего для моста погру-
зили 1226 оболочек общей длиной 45,75 км, установили 224 насадки и 508 про-
летных строений длиной по 18,3 м.
Поточная технология строительства ряда эстакадных мостов
большой протяженности в США с широким применением плавучих
средств себя вполне оправдала. Была достигнута высокая произво-
дительность при ведении работ оборудованием, которое может ши-
роко использоваться как на акваториях, так и на суходолах при
строительстве фундаментов з’даний и сооружений разного назначе-
ния. Несмотря на значительные объемы работ по строительству эс-
такад, фирмы США не создавали узко специализированного обору-
250
дования, подобного крану-копру, который использовался для соору-
жения пионерным способом эстакады через лиман (см. § 3 этой
главы). Объясняется это тем, что при строительстве таким способом
эстакады большой длины, особенно железнодорожной, будет не-
производительно затрачиваться много времени на ожидание достав-
ки элементов конструкции по ее готовой части. Кроме того, для
повышения степени окупаемости специализированного дорогого
оборудования необходимо по возможности обеспечить соответст-
вующий фронт работ в течение всего амортизационного периода
эксплуатации такого оборудования, что не всегда выполнимо, так
как эстакады строят нечасто.
Если требуется построить несколько фундаментов большого моста, то в ряде
случаев оказывается целесообразным использовать вместо плавучих кранов, коп-
ров, подмостей один агрегат (см. рис. 9.12 г), обеспечивающий возможность
выполнения всего комплекса работ по заглублению в грунт свай или оболочек,
устройству ограждения котлована и сооружению плиты фундамента. Подобный
агрегат применяли для работ по строительству фундаментов моста через р. Обь
(см. рис. 2.8). Агрегат состоял из двух плашкоутов по шесть понтонов КС в
каждом, которые жестко соединили порталом, собранным из инвентарных конст-
рукций УИКМ. На портале установили гусеничный кран грузоподъемностью 20 т.
Расстояние в свету между плашкоутами, равное 10,8 м, позволяло располагать
кран непосредственно над сооружаемым фундаментом.
Оболочки погружали вибратором ВП-3 с применением инвентарного пере-
ставного каркаса. Скважины в скальных породах ниже оболочек бурили станка-
ми УКС-30. После заполнения скважин и оболочек бетонной смесью котлован
ограждали стальным шпунтом, под защитой которого сооружали плиту фунда-
мента и подводную часть опоры.
В процессе строительства фундаментов моста через р. Обь кран был установ-
лен на портале, что позволяло эксплуатировать его при минимальных вылетах
стрелы. Этого нельзя было достигнуть в случае установки крана на плашкоуте,
стоящем рядом с сооружаемым фундаментом.
Плавучие подмости с закрепленным к ним направляющим каркасом приме-
няли при строительстве фундаментов (см. рис. 2.7) моста через водохранилище
на р. Миссури (США). Каркас состоял из двух горизонтальных плоскостей с
ячейками для пропуска сквозь них в наклонном положении оболочек диаметром
1,22 м. Верхняя плоскость каркаса располагалась в уровне верха подмостей, ниж-
няя — на глубине 4,5 м от поверхности воды. Каркас применяли до тех пор, пока
он не был разрушен в результате шторма. В дальнейшем использовали более
простой способ, при котором оболочку закрытым нижним концом опирали на дно
в расчетной точке, а затем отклоняли от вертикали на требуемое расстояние,
обеспечивая проектный наклон (при дальнейшей забивке) только с помощью
одной верхней плоскости каркаса. Нижней плоскостью каркаса в этом случае
служил грунт дна водохранилища.
Сваи забили молотом с энергией удара 8920 кгс-м, применяя подмыв в зоне
гравелистых песков. При трех нецентрально расположенных подмывных трубах
одну оболочку погружали в среднем в течение одной смены, поскольку при таком
способе подмыва гравий и галька скапливались вблизи низа оболочки. Использо-
вав одну центрально расположенную трубу, удавалось погружать одну оболочку
в течение часа.
С применением плавучих кранов и подмостей построили фундаменты второго
автодорожного моста, соединяющего Стокгольм с пригородом Лидинго.
Промежуточные опоры моста возведены на фундаментах, состоящих из
32—36 вертикальных и наклонных свай в каждом. Сваи из стальных труб диа-
метром 88 см со стенкой толщиной 10 мм заполняли бетонной смесью после по-
гружения в грунт до упора в скальную породу.
Длина свай — до 60 м, глубина воды — 10—20 м. Расчетное давление на
сваю— 150 тс с увеличением на 20% при учете ветровой нагрузки и на 30% при
251
учете давления льда. Верхние концы свай
заделаны в железобетонную плиту, низ ко-
торой заглублен на 3 м в воду. i
Работы по сооружению каждого фун-
дамента начинали с погружения четырех'
вертикальных свай, на которые 250-тонным;
плавучим краном устанавливали железобе-
тонный ящик-кондуктор, использовавшийся
для фиксирования в проектном положении-
погружаемых свай, а затем в качестве опа-
лубки плиты. Сваи забивали 9,5-тонным мо-
лотом, подвешиваемым к копру, который
перемещался по плавучим объемлющим под-
мостям (рис. 9.13), состоящим из двух пон-
тонов грузоподъемностью по 400 т, объеди-
ненных в неизменяемую конструкцию ре-
шетчатыми фермами.
По окончании забивки и заполнения
бетоном свай нижнюю железеботнную часть
ящика наращивали деревянными щитами,
после чего водолазы заделывали щели межт
ду боковыми поверхностями свай и направ-
«ляющих ячеек в днище ящика. Откачивали
Рис. 9.13. Плавучие подмости для воду, производили срезку верхней части
забивки свай: свай, устанавливали? арматуру и бетонпро-
/ —свая; 2 —молот; 3 —копер; 4— вали, плиту.
соединительная^ ферма^з —баржа; 5— Бетонную, смесь подавали с плавучего
, бетоного завода,, расположенного рядом с
ящиком.
К достоинствам объемлющих подмостей можно отнести удобное расположе-
ние крана или копра при выполнении работ по заглублению в грунт свай или
оболочек. Недостатком таких подмостей является использование их часто для
обслуживания всего комплекса работ по сооружению фундамента. Поэтому, если
выполнять работы по поточной технологии одновременно., на нескольких фунда-
ментах, потребуется соответствующее, количество, подмостей. В этом случае-более
целесообразно использовать объемлющие подмости только для заглубления свай
или оболочек, а остальные работы по сооружению фундаментов выполнять с
других плавучих средств, как это было., принято при строительстве второго
моста у Лпдинго.
Глава 10
ИЗГОТОВЛЕНИЕ СВАЙ И ОБОЛОЧЕК
§ 10.1. Общие положения
Комплекс работ по изготовлению свай 4 (оболочек) из сборного
ненапряженного или предварительно напряженного железобетона
включает следующие операции: изготовление арматурного, каркаса
со стыковыми элементами и наконечником; установку в подготов-
ленную форму арматурного каркаса; натяжение арматуры (для
предварительно напряженных свай); загрузку формы бетонной
смесью и формование сваи; тепловлажностную обработку забетони-
рованной сваи, ее распалубку освидетельствование сваи, устране-
ние случайных дефектов, маркировку, оформление технической до-
кументации, последующий.уход за сваями на складе, осуществление
контроля за качеством бетона.
252
В практике строительства фундаментов мостов сваи сплошного?
сечения изготовляют с использованием деревянной, дерево-метал-
лической или металлической опалубки, круглые полые сваи и обо-
лочки диаметром до 2 м — преимущественно с применением центри-
фуг. В ряде случаев оболочки бетонируют в горизонтально или вер-
тикально расположенных виброформах.
Сваи и оболочки проектной длины из предварительно напряжен-
ного железобетона часто изготовляют на специализированных стен-
дах с применением горизонтально расположенных стальных вибро-
форм. Иногда предварительно напряженные сваи и оболочки изго-
товляют по комбинированной технологии, при которой вначале’
бетонируют короткие секции, а затем из них составляют элементы
необходимой длины, объединяя их предварительно напрягаемой
арматурой.
Железобетонные сваи и оболочки изготовляют, как правило, на*
заводах железобетонных конструкций или специализированных по-
лигонах, где имеется возможность в максимальной степени меха-
низировать все технологические процессы и обеспечить высокое’
качество выпускаемой продукции.
. При небольших объемах работ по фундаментам мостов, находя-
щихся на значительном расстоянии от ближайшего завода или по-
лигона ЖБК, изготовление свай и оболочек организуют на строи-
тельных площадках. В этих случаях сваи изготовляют преимущест-
венно в щитовой деревянной опалубке, а оболочки — в стальных
виброформах.
§ 10.2. Изготовление арматурных каркасов и закладных частей
Для армирования свай и оболочек, выпускаемых поточно в ус-
ловиях завода или специализированного полигона, применяют кар-
касы, которые изготовляют с использованием машин разных конст-
рукций. При небольших объемах работ, выполняемых в условиях
строительной площадки, ориентируются на ручную вязку каркасов
из предварительно нарезанных заданной длины стержней продоль-
ной арматуры и заготовок спирали из проволоки. В этом случае для
вязки каркасов используют простой конструкции кондукторы, обе-
спечивающие размещение арматурных стержней в проектном поло-
жении. На кондукторах вяжут арматурные каркасы полых и сплош-
ного сечения свай..
Кондуктор представляет собой горизонтально расположенную
балку из двух соединенных диафрагмами двутавров, к верхним пол-
кам которых на болтах крепят кронштейны, предназначенные для
фиксирования в проектном положении стыковых закладных частей,,
например фланцев. После установки и закрепления закладных час-
тей устанавливают спиральную арматуру в сжатом состоянии, а
затем укладывают и приваривают продольные стержни. Закончив
приварку стержней, раздвигают спираль по длине каркаса с задан-
ным шагом и закрепляют к продольным стержням вязальной прово-
локой или контактной сваркой. Для обеспечения проектного поло-
253
Рис. 10.1. Станок для изготовления
арматурных каркасов
жения стержней по окружности
заданного диаметра внутри кар-
каса до установки спирали ставят
несколько монтажных колеи, ко-
торые затем оставляют в конст-
рукции каркаса.
Изготовление арматурных кар-
касов на кондукторе связано, со
значительными затратами труда
и времени, поскольку все процес-
сы выполняются вручную, и поэто-
му применяется редко.
Более производительно изготовляют каркасы оболочек и полых
круглых свай с помощью навивочных станков разных конструкций.
Такой станок (рис. 10.1) обычно состоит из съемного барабана, шне-
ка для задания проектного (переменного по длине каркаса) шага
навиваемой спиральной арматуре, приводного устройства и рамы.
Электромотор мощностью 4—5 кВт через редуктор приводит во
вращение барабан и шнек. Шестерни подобраны так, что одному
обороту барабана соответствует один оборот шнека. По торцам
барабана сделаны реборды, предотвращающие его смещение с опор-
ных роликов во время вращения.
Вблизи концов барабана установлены уголки-упоры, предназна-
ченные для крепления стыковых элементов и обеспечения перпен-
дикулярности последних к оси арматурного каркаса. Чтобы пре-
дотвратить возможность прогиба продольных стержней во время
навивки спиральной арматуры, на барабан надевают поддерживаю-
щие кольца, сделанные из стержней.
Для возможности установки стыковых элементов и последующе-
го снятия готового каркаса барабан временно надевают на специ-
альный поворотный консольный кронштейн.
Армирование свай и свай-оболочек из предварительно 1напряжен-
ного железобетона производят как до бетонирования, так и после
их бетонирования. В первом случае после установки арматурного
каркаса в форму производят натяжение стержней продольной ар-
матуры с передачей усилия на форму или на специальные упоры.
Во втором случае сквозь полые каналы в готовых сваях или оболоч-
ках пропускают продольную арматуру и затем ее напрягают, пе-
редавая усилия натяжения на сами сваи. При этом каркас из не-
напряженной спиральной арматуры и нескольких конструктивных
продольных стержней устанавливают в форму до бетонирования.
Усилие от натяжения арматуры передают на стальные формы
при изготовлении предварительно напряженных свай сплошного
сечения и отдельных секций оболочек. Если готовят сваи и оболочки
в виброформах на стендах большой длины, то натяжение передают
на специальные упоры.
Продольную арматуру напрягают, поочередно натягивая и за-
крепляя каждый стержень или пучок проволок, или групповым на-
тяжением всех стержней одновременно. Поочередное натяжение
254
применяют главным образом при изготовлении оболочек, а группо-
вое— при изготовлении полых и сплошного сечения свай.
Для возможности группового натяжения все продольные стерж-
ни арматурного каркаса заранее прикрепляют (сваркой или болто-
вым соединением) к фланцам или специальным захватам и натя-
жение осуществляют одним или батареей гидравлических дом-
кратов..
Поочередное натяжение стержней или пучков проволок произ-
водят гидравлическим или винтовым домкратом.
Закладные части оболочек (стыковые элементы, ножи) и свай
(наконечники) изготовляют на заводах, а иногда и в мастерских
строительных организаций. В большинстве случаев закладные час-
ти делают сварной конструкции. Чтобы предотвратить их коробле-
ние, сварку производят с применением жестких монтажных кондук-
торов.
Как показывает опыт изготовления, существенным недостатком
сварных фланцев и ножей оболочек являются большие затраты тру-
да и времени на резку и правку заготовок, а также на их сварку.
Для массового изготовления более приемлемыми являются флан-
цы и ножи из стального литья из-за меньшей (в 2—3 раза) трудо-
емкости работ.
§ 10.3. Подготовка форм и установка арматуры
Конструкцию форм для бетонирования свай и свай-оболочек вы-
бирают в зависимости от их размеров, способа армирования, необ-
ходимой производительности и размеров стенда. Для бетонирова-
ния (формования) призматических полых или сплошного сечения
свай применяют деревянные или стальные формы. В отдельных слу-
чаях в качестве форм используют боковые грани ранее забетони-
рованных свай.
Деревянные формы используют при необходимости изготовления
небольшого количества свай в условиях строительной площадки.
В этих же условиях иногда используют в качестве форм грани ра-
нее забетонированных свай. При ограниченных размерах площадки
формование свай производят в два-три яруса. Стальные или желе-
зобетонные формы, как правило, применяют для массового изготов-
ления свай из обычного и предварительно напряженного железобе-
тона на заводах железобетонных конструкций или на специализи-
рованных полигонах.
Стальные формы при своевременном осуществлении профилакти-
ческого ремонта могут использоваться до 1000 раз; железобетон-
ные— до 500 раз; деревянные—10—20 раз.
На строительстве ряда больших мостов (через реки Оку, Лиелупе и др.)
для формования оболочек диаметром 1,6 м и стенкой толщиной 10 см использо-
вали стальные вертикальные виброформы.
Каждая виброформа (рис. 10.2) состояла из наружной и внутренней форм.
Наружную форму изготовляли из листовой стали толщиной 4—5 мм и усилили
с внешней стороны кольцевыми ребрами сечением 100X10 мм, приваренными
255
Рис. 10.2. Виброформа для изго-
товления секций оболочек • d=
= 1,6 м:
1 — приемный виброконус; 2 — внутрен-
няя форма; 3 —наружная форма; 4 —
вибратор; 5 — ребра для соединения,
полуформ; 6— бетонный .фундамент;
7—вкладыш
через 0,9—1,0 м по высоте. Форма по длине
составлялась из двух стыкуемых на болтах
половин. По линии. стыков приваривали
уголки сечением 90X90X10 мм. Парные ко-
ротыши из уголков такого же сечения, при-
варенные в трех уровнях по высоте формы,
предназначались для крепления к ним* ви-
браторов, уплотняющих бетонную смесь при
формовании оболочки. Внутренняя форма,
как и наружная, представляет цилиндр из
листовой стали толщиной 4—5 мм с прива-
ренными изнутри через 0,9—1,0 м кольце-
выми ребрами. В отличие от наружной
внутренняя форма не имела вибраторов, а
продольный разрез был только один шири-
ной 0,15—0,20 м, в который вставляли
вкладыш (см. рис. 10.2), предназначенный
для облегчения последующего извлечения
этой формы из полости, забетонированной
оболочки.
Вибраторы не ставили потому, что
во внутреннюю форму подавали пар для
прогрева бетона отформованной оболочки.
Внутреннюю форму с вкладышем при-
меняли для изготовления оболочек диамет-
ром 1,6 м. Однако при такой конструкции
приходилось затрачивать много времени на
установку формы, есди диаметр полости
стыковых фланцев изготавливаемой секции
оболочки был меньше проектного. Этого
недостатка лишена конструкция продольно-
го стыка внутренней формы с применением
накладного листа толщиной 3—4 мм.,
В верхней части внутренней формы (см.
рис. 10.2) устанавливали распределитель-
ный конус, по которому бетонную смесь
направляли в пространство между верхней
и наружной формами.
Для придания смеси большей подвиж-
ности включали вибратор, укрепленный в
полости конуса. ....
Подготовку виброформы для формова-
ния секции оболочки производили в следу-
ющей очередности. На очищенную от грязи
и бетона и смазанную составом, препятст-
вующим сцеплению бетона с поверхностью
металла, закрепленную (нижним концом)
в вертикальном положении внутреннюю
форму надевали арматурный каркас. Затем
вокруг каркаса поочередно ставили обе на-
ружные полуформы и соединяли их между собой болтами. Низ полуформ кре-
пили к бетонному основанию против возможного смещения в процессе бетониро-
вания секции оболочки. К каждой полуформе крепили по три-четыре вибратора.
После установки распределительного конуса виброформа была готова к приему
бетонной смеси.
•Для смазки форм применяли отработанное масло и различные эмульсии,
наносимые, как правило, механическими распылителями; Особенно эффективной
оказалась смазка, состоящая из солярового масла, солидола и золы в соотноше-
нии по массе 1 : 0,5: 1 или солярового масла, солидола и известишушонки в
соотношении 1 : 0,5 : 1,5. Расход смазки — 100—150 см3 на 1 м2 ..поверхности
форм. Послё пропаривания на поверхности изделия, изготовленного в-, форме,
256
на стенки которой нанесен слой такой
смазки, образуется прослойка толщиной
около 1 мм из пылевидных частиц, что
облегчает снятие форм.
Для фундаментов моста через оз.
Маракайбо с применением стальных вер-
тикальных вакуум-форм на полигоне
было изготовлено 6314 секций длиной
1—6 м для 712 свай-оболочек наруж-
ным диаметром 1,35 м, стенками толщи-
ной 17,5 см и длиной до 60 м.
Полигон для изготовления оболочек
имел два круглых стенда, на каждом из рис< 10 3 Центрифуга для формова-
которых размещалось 18 вакуум-форм, ння секций оболочек d=l,6 м
обслуживаемых одним краном, распо-
ложенным в центре стенда. Вблизи стен-
дов располагались места складирования в вертикальном положении секций обо-
лочек. Взаимное стыкование секций, установку и натяжение арматуры произво-
дили при горизонтальном положении оболочек на специальном стенде. Погрузоч-
но-транспортные работы в пределах этого стенда выполняли вилочным автопо-
грузчиком.
Каждая вакуум-форма состояла из наружной и внутренней стальных ци-
линдрических форм. Внутренняя форма составлена из трех шарнирно соединен-
ных сегментов и четвертого замыкающего вкладыша. Сегменты и вкладыши
присоединены шарнирными тягами к гидравлическим домкратам, осуществляю-
щим отрыв от бетона и складывание формы для возможности ее последующего
извлечения из полости забетонированной секции оболочки. Наружная форма
выполнена из трех сегментов, взаимосоединяемых винтовыми замками, располо-
женными равномерно вдоль формы по четыре на каждый стык.
На обращенной к укладываемой бетонной смеси поверхности наружной и
внутренней форм расположены вакуумные камеры, образованные стальными
листами (рубашками), перфорированными большим количеством отверстий. Эти
рубашки покрывали фильтрующим материалом, пропускающим сквозь себя
отсасываемую из бетонной смеси воду. Вакуумные камеры присоединяли тру-
бами к вакуум-насосу.
Подготовка вакуум-формы к бетонированию секции оболочки включала
установку внутренней формы, арматурного каркаса и наружной формы.
Применение вакуумирования укладываемой бетонной смеси обеспечило ее
уплотнение за счет уменьшения количества и размера пор в результате удале-
ния из смеси воды и воздуха, что способствовало повышению прочности бетона.
Хорошее уплотнение бетонной смеси обеспечивается при формо-
вании оболочек методом центрифугирования. Сущность этого спо-
соба заключается в том, что смесь, подаваемая во вращающуюся
форму с заранее установленным арматурным каркасом, под дейст-
вием центробежной силы равномерно распределяется по периметру
формы и уплотняется, отжимая воду и воздух из имеющихся в сме-
си пор. Вследствие значительного уплотнения смеси форму с обо-
лочкой можно снимать с роликов центрифуги сразу после окончания
центрифугирования, не опасаясь обрушения свежеотформованного
бетона.
В отечественной практике строительства фундаментов мостов и
опор портовых гидротехнических сооружений применяют центрифу-
ги для формования оболочек диаметром 1,6—2,0 м и центрифуги
для формования полых свай диаметром 0,4 и 0,6 м. Центрифуги
первого типа (рис. 10.3) состоят из: двух катковых опор, располо-
женных на стальной раме, которая закреплена за бетонный фунда-
9—2940
257
Рис. 10.4. Арматурный каркас в форме центрифуги для оболочек d=l,6 м
мент; рабочего вала, соединяющего между собой ведущие катки
обеих опор; приводного шкива на валу; ременной передачи к валу
от двух электродвигателей мощностью 36 кВт каждый; двух ложеч-
ных питателей и бетонозагрузочных устройств; предохранительных
раздвижных щитов; пульта управления; комплекта стальных форм.
Аналогичную коцструкцию имеют центрифуги второго типа, но ко-
личество катковых опор увеличено до четырех. Сделано это потому,
что с уменьшением диаметра форм резко снижается их жесткость
на изгиб. Чтобы предотвратить значительные прогибы форм и свя-
занное с этим их «биение» в процессе вращения, введены дополни-
тельные опоры.
Формы изготовлены из двух половин, соединяемых болтами. Для
свай диаметром 0,4 и 0,6 м используют формы длиной 8—12 м; для
оболочек диаметром 1,6 м — формы длиной 8 м и диаметром
2 м — 6 м.
В зависимости от диаметра и длины форм приходится менять
положение поддерживающих катковых опор. В некоторых зарубеж-
ных конструкциях центрифуг ведущей является центрально распо-
ложенная пара опор, а боковые опоры являются ведомыми и рас-
полагаются на разном расстоянии от ведущих, что обеспечивает
возможность применения форм разной длины без перестановки под-
держивающих опор.
Подготовка центрифуг к формованию изделий производится в сле-
дующей очередности: в смазанную (против сцепления с бетоном)
нижнюю полуформу укладывают арматурный каркас, устанавли-
258
вают верхнюю полуформу (рис. 10.4), болтами соединяют обе по-
луформы, устанавливают форму с каркасом на ролики центрифуги.
В случаях формования методом центрифугирования свай и обо-
лочек с принудительно напрягаемой арматурой, усилия от натяже-
ния арматуры передают преимущественно на форму, а иногда на
специальный сердечник (кассету), размещаемый внутри арматурно-
го каркаса.
Напряжение продольной арматуры создают, поочередно натяги-
вая и закрепляя каждый стержень, или натяжением всех стержней
одновременно. Поочередно натягивают стержни арматуры оболочек
диаметром более 1 м; все стержни натягивают одновременно до
формования полых свай. В последнем случае продольные стержни
арматурного каркаса заранее приваривают или с помощью гаек
прикрепляют к закладным стыковым элементам свай, а затем на-
тягивают гидравлическими домкратами и тягами, закрепленными
за стыковые элементы. При такой технологии работ стержни заго-
товляют проектной длины и концы их не приходится обрезать, эко-
номя арматурную сталь, время и труд.
Если производят поочередное натяжение, длину стержней назна-
чают больше проектной для возможности закрепления натяжного
устройства. После передачи натяжения с формы на бетон свободные
концы стержней обрезают. Иногда для экономии стали к концам
продольных стержней приваривают утолщенные наконечники с резь-
бой под муфты, за которые крепят инвентарные тяги. Наконечники
утолщают для того, чтобы компенсировать снижение расчетных со-
противлений, которое наступает в момент приварки наконечников
натянутых стержней к закладному стыковому элементу, а также
вследствие наличия на наконечнике нарезки.
Одновременное натяжение всех продольных стержней арматур-
ного каркаса свай производят с помощью гидроагрегата или с ис-
пользованием специального стенда. Гидроагрегат использовали для
натяжения арматуры полых свай диаметром 0,6 м. Смонтированный
на четырехколесной тележке агрегат состоял из батареи гидравли-
ческих домкратов (по одному — на каждую инвентарную тягу, при-
соединенную к арматурному каркасу) и насоса с электроприводом.
Создаваемое гидроагрегатом усилие натяжения передавали не
на форму, а на расположенный внутри арматурного каркаса сердеч-
ник из стальной толстостенной трубы диаметром 24 см. Один сты-
ковой фланец каркаса к трубе крепили неподвижно, второй фланец
с закрепленным к нему инвентарным фланцем мог смещаться.
Усилие от гидроагрегата передавали через 12 инвентарных тяг,
закрепленных к инвентарному фланцу. После окончания натяже-
ния инвентарный фланец упирали в торец трубы, а агрегат осво-
бождали от креплений к инвентарным тягам. Достоинством спо-
соба передачи усилия натяжения на сердечник является возмож-
ность обходиться без формы на время, необходимое для производ-
ства работ по натяжению, что важно при ограниченном количестве
форм. При достаточном количестве форм или небольшой потребно-
сти в сваях более простым является способ передачи усилия натя-
9* 259
жения на форму. В этом случае
работы могут выполняться по схе-
ме, приведенной на рис. 10.5.
Один фланец установленного в
форму каркаса неподвижно кре-
пят к концу формы (рис. 10.5, а).
Второй фланец крепят к подвиж-
ному оголовку, воспринимающему
усилие натяжения от двух гидрав-
лических домкратов через серьгу
и упорную раму. Домкраты опи-
раются через упорную балку в
бандаж формы. Перемещаясь под
воздействием домкратов, рама тя-
нет подвижный оголовок с флан-
цем каркаса.
После натяжения арматуры до
Рис. 10.5. Стенд для натяжения ар-
матуры:
/ — форма; 2—арматурный каркас; 3 —
упорная балка; 4 — домкрат; 5 — подвиж-
ный оголовок; 6 — серьга; 7 — подвижная
рама; 8 — винт; 9 — неподвижный оголовок
формы; 10 — бандаж формы
заданного усилия подкручивают
до упора в оголовок винты, за-
крепленные на конце формы (рис.
10.5, б). Уменьшив давление в
домкратах, передают усилие на-
тяжения на винты, а упорную ра-
му снимают (рис. 10. 5, в).
Таким образом, предварительное напряжение продольных стерж-
ней осуществляют в два этапа: сначала, натягивая стержни, усилие
передают на бандаж формы, а затем после выключения домкра-
тов— на торец формы. На работы по натяжению арматуры одного
каркаса затрачивается 2—2,5 ч.
Рассмотренные выше виброформы, вакуум-формы и центрифу-
ги предназначены для формования секций свай и оболочек длиной
6—12 м, из которых затем заблаговременно собирают сваи или
оболочки необходимой длины или наращивают их по мере заглуб-
ления в грунт.
Основным недостатком стыкованных свай и оболочек, особенно
предварительно напряженных, является необходимость дополни-
тельных затрат труда, времени и материалов на выполнение работ
по взаимному объединению секций. Чтобы устранить этот недоста-
ток в ряде случаев, когда большое количество свай или оболочек
готовят на полигоне вблизи строительства объекта, используют
стендовую технологию армирования и формирования свай и оболо-
чек проектной длины.
Отличительными особенностями стендовой технологии являются:
организация поточного производства с использованием нескольких
стендов длиной до 400 м, расположенных параллельно и обслужи-
ваемых объемлющими кранами и одним и тем же оборудованием
для раскладки и натяжения арматуры; использование высокопроч-
ной проволоки в качестве преднапряженной продольной арматуры;
исключение работ по стыкованию свай или оболочек.
260
В зарубежной практике строительства мостов и портовых сооружений для
формования свай или оболочек используют стационарные или перемещаемые
наружные и внутренние горизонтально расположенные формы. Так, например,
оболочки диаметром 1,22 м для фундаментов моста через водохранилище Форт
Рэндол (США) формовали в стальных формах с перемещаемым внутри вибро-
сердечником.
Формы располагали в две параллельные линии длиной по 140 м каждая.
На каждой линии к железобетонной плите крепили нижнюю наружную полуфор-
му. Верхнюю полуформу собирали из секций длиной 24 м. В свою очередь, каж-
дую секцию монтировали из элементов длиной 6 м.
Вибросердечник изготовили в виде стального цилиндра диаметром 97 см с
заостренным концом. Внутри сердечника установили вибраторы для уплотнения
бетонной смеси.
Верхнюю полуформу и сердечник использовали для двух линий, переставляя
по мере необходимости с одной на другую.
Каждая линия имела устройство для натяжения продольной арматуры, ле-
бедку для перемещения вибросердечника и два козловых крана грузоподъемно-
стью 45 т, использовавшихся для раскладки арматуры, перестановки форм,
укладки бетонной смеси и транспортирования готовых оболочек.
Арматуру укладывали на длину линии 140 м. Для этого к портальному
крану крепили специальной конструкции стальной диск с 42 отверстиями, в
которые заводили концы прядей диаметром 11 мм, скрученных из семи проволок.
Перемещаясь вдоль линии, козловой кран тянул за собой арматурные пряди,
сматывая их с барабанов, укрепленных на раме. Одновременно с этим с консоли,
укрепленной на кране, соскальзывали в нижнюю полуформу предварительно
сжатые витки спиральной арматуры, которые охватывали снаружи проволочные
пряди. Витки спирали укладывали с шагом 15 см и закрепляли к прядям.
Полые сван диаметром 0,61 м со стенкой толщиной 11,4 см для фундамен-
тов моста через зал. Сан-Франциско (США) готовили на полигоне, находившемся
в 40 км от места строительства. Каждая из четырех параллельно расположенных
на полигоне линий длиной 275 м представляла железобетонную плиту с вбетони-
рованным в нее стальным полуцилиндром, являвшимся нижней полуформой.
Верхняя стальная полуформа длиной 27 м (соответствующей наиболее длин-
ной оболочке) была соединена с нижней полуформой замками по типу шпунто-
вых и могла перемещаться вдоль линии.
В верхней части формы смонтирован бункер-питатель, осуществлявший по-
дачу бетонной смеси. Батарея пневматических вибраторов на бункере обеспечи-
вала уплотнение смеси, уложенной в форму. Для создания полости в свае внутри
формы перемещался пустотообразующий сердечник из стальной трубы диамет-
ром 35 см и длиной 32 м, на 5 м превышавшей максимальную длину каждой из
десяти формуемых на одной линии свай. Заданное положение сердечника в по-
перечном направлении формы фиксировали диафрагмами, заранее установленны-
ми в форму с интервалом, равным длине свай. Отверстия в диафрагмах были
немного больше поперечного сечения сердечника.
Верхнюю полуформу и сердечник перемещали со скоростью 1,5—1,8 м/мин
тяговыми канатами, которые наматывали на барабан двух независимо работав-
ших лебедок, установленных в конце линии.
Сваи армировали проволочными прядями диаметром 11 мм, которые растя-
гивали вдоль линии, пропуская их через прорези в диафрагмах, отделявших
одну сваю от другой. Пряди анкеровали у одного конца линии, а с противопо-
ложного ее конца производили натяжение гидравлическими домкратами.
§ 10.4. Формование
Формование свай и оболочек производится после установки в
подготовленные формы арматуры и включает операции по укладке
и уплотнению бетонной смеси.
Наиболее важной операцией является уплотнение смеси, оказы-
вающее решающее влияние на прочность и долговечность бетона.
261
Рис. 10.6. Схема изготовления призматических свай сплошного сечения:
а — в деревянной опалубке; б — с использованием ранее изготовленных свай;
/—продольный лежень; 2 — ребро; 3 — обшивка; 4 — рейка для образования фаски; 5 и f-
съемные щиты; 7 — арматурный каркас; 8 — бетонная смесь; 9 — железобетонная свая
Наличие в смеси избыточной воды приводит к уменьшению плот-
ности и как следствие к снижению прочности бетона. Но уменьше-
ние количества воды в смеси создает значительные трудности по ее
уплотнению. Поэтому при выборе рационального способа формова-
ния свай и оболочек приходится подбирать оптимальный состав и
консистенцию смеси с учетом принятой технологии ее уплотнения.
При формовании свай и оболочек бетонную смесь уплотняют
методами вибрации, центрифугирования, укатки, прессования и
вакуумирования. Вибрационное уплотнение производят, воздейст-
вуя на смесь поверхностными (площадочными) вибраторами, путем
вибрирования формы закрепленными к ней вибраторами или уста-
новкой формы на виброплощадку, а также применением глубинных
вибраторов.
Уплотнение смеси теоретически возможно на 20—30%. Практи-
чески вибрацией обеспечивается уплотнение смеси на 10—15%.
В процессе формования свай и оболочек методом центрифуги-
рования на бетонную смесь воздействуют силы до 10 тс/м2 площади
формы. Смесь укатывают цилиндрическими катками при давлении
до 2 тс/м катка. Прессование осуществляют путем обжатия уложен-
ной бетонной смеси гидравлическими или пневматическими подуш-
ками давлением до 20 тс/м2. При вакуумировании смеси с пониже-
нием давления до 0,5 кгс/м2 происходит отсос воды и воздуха из
пор смеси и как следствие этого ее уплотнение.
Сваи сплошного сечения бетонируют в деревянных (рис. 10.6, а)
или стальных формах, расположенных горизонтально по нескольку
штук в одном ярусе. Иногда взамен форм используют ранее забе-
262
тонированные сваи (рис. 10.6, б). Если на одном поддоне бетониру-
ют несколько ярусов сваи, то укладку смеси каждого последующего
яруса разрешается начинать лишь по достижении сваями нижеле-
жащего яруса 25% их проектной прочности.
Бетонную смесь укладывают в направлении от острия к голове
наклонными слоями сразу на полное сечение сваи. Каждую сваю
следует бетонировать в один прием, не допуская перерывов.
Для укладки в виброформы применяют бетонные смеси, в со-
ставе которых использован щебень с наибольшей крупностью фрак-
ций 2,0—2,5 см. Подвижность применяемой смеси должна соответ-
ствовать осадке конуса от 2 до 6 см.
Равномерное распределение укладываемой смеси по периметру
формы обеспечивается распределительным конусом с вибратором
(см. рис. 10.2). Чтобы смесь достигала нижней части формы, не за-
висая на арматуре, и равномерно без расслоения распределялась
в бетонируемом пространстве, с самого начала бетонирования вклю-
чают все вибраторы, закрепленные на наружной форме. После за-
полнения формы на четверть ее высоты вибраторы нижнего яруса
отключают для предотвращения расслоения уложенной смеси. За-
тем по мере бетонирования отключают вибраторы всех последую-
щих ярусов. Цикл формования одной секции оболочки продолжает-
ся 30—35 мин.
На полигоне строительства моста через оз. Маракайбо оболочки
формовали в вакуум-формах, укладывая литую бетонную смесь.
После окончания укладки в течение 15—30 мин производили ваку-
умирование смеси с понижением давления до 0,5 кгс/см2. Через 1 ч
снимали форму, а через 16 ч секцию оболочки транспортировали
на склад.
Состав бетонной смеси, предназначенной для формования эле-
ментов методом центрифугирования, подбирают учитывая следую-
щие особенности ее уплотнения. Под воздействием центробежной
силы частицы заполнителя уложенной смеси вследствие их большой
массы стремятся отжаться к наружной поверхности формуемого
элемента, оттесняя легкие цементные ближе к внутренней поверх-
ности. Вероятность расслоения смеси увеличивается с повышением
ее пластичности.
•Учитывая, что наличие низкопрочного и гигроскопического слоя
шлама на внутренней поверхности заполненных бетоном элементов,
расположенных в зоне отрицательных температур, приводит к об-
разованию значительных по размерам продольных трещин (вслед-
ствие замерзания воды, всасываемой затвердевшим шламом из
свежеуложенной бетонной смеси), подбор смеси производят с со-
блюдением следующих условий. Для приготовления смеси исполь-
зуют, как правило, промытые песок и щебень. Применяют щебень
трех фракций с наибольшей крупностью зерен не более четверти
толщины стенки элемента, но не более 20 мм для элементов со
стенкой толщиной до 15 см и не более 40 мм для элементов со стен-
кой толщиной свыше 15 см. Количество песка и щебня в смеси при-
нимают в соотношении 0,3—0,5. Цементы используют марок не ниже
263
Рис. 10.7. Центрифуга для формо-
вания секций оболочек с вибро-
укаткой бетонной смеси:
1 — резиновые опорные ролики; 2 —
форма; 3 — вибраторная установка; 4 —
прессующий каток; 5 — бетонная смесь
500 без каких-либо добавок, кро-
ме гипса. Особенно нежелательны
добавки осадочного происхожде-
ния, например трепела. Расход
цемента — не менее 350 кг/м3.
Несоблюдение перечисленных
выше требований в отношении
подбора состава бетонной смеси
приводит к интенсивному образо-
ванию шлама. Объясняется это
тем, что пылеватые частицы доба-
вок и других включений, имея
меньшую плотность по сравнению
с плотностью частиц заполнителя,
выносятся из смеси при центри-
фугировании вместе с отжимае-
мой водой. Количество шлама
увеличивается пропорционально
наличию добавок в цементе и сте-
пени загрязненности заполните-
лей.
Для формования элементов
методом центрифугирования при-
меняют смеси с консистенцией,
характеризующиеся осадкой кону-
са 2—4 см. В процессе формова-
ния смеси за счет отжатия на
20—30% уменьшается количество
воды, а следовательно, и водоцементное отношение. В результате
уплотнения смеси прочность центрифугированного бетона возраста-
ет на 20—40%.
Применение жестких хорошо уплотненных бетонных смесей спо-
собствует повышению в 1,5—2 раза прочности бетона. Однако высо-
кую степень уплотнения смеси можно обеспечить, сочетая центри-
фугирование с вибрацией и укаткой. Подобный способ формования
секций оболочек широко применяет фирма «Раймонд» (США). Для
этого используется центрифуга (рис. 10.7), имеющая взамен сталь-
ных опорных роликов пневматические резиновые шины. Примене-
ние упруго-податливых роликов обеспечивает возможность переда-
чи на форму вертикально направленных вибраций. Укатку смеси
производят катком, расположенным в полости формы. Наличие ре-
зиновых шин, кроме того, способствует резкому снижению уровня
шума от работающей центрифуги.
Загружаемая консольным питателем в форму бетонная смесь
равномерно распределяется под воздействием центробежной силы
и вибрирования, осуществляемого виброустановкой, которую при-
жимают к вращающейся форме специальным гидравлическим уст-
ройством. Величину амплитуды колебаний формы регулируют из-
мением гидродавления в прижимном устройстве. Форму вибрируют
264
в процессе загрузки в нее смеси. Под влиянием вибрирования
увеличивается подвижность жесткой смеси, что способствует
свободному проходу ее сквозь арматурный каркас, равномерному
распределению по периметру формы и хорошему обволакиванию
арматуры.
По окончании вибрирования формы с помощью гидропривода
включают в работу прессующий каток диаметром 0,3 м, который да-
вит на смесь с внутренней поверхности формуемой секции оболочки
с регулируемым усилием от 0 до 1,5 тс/пог. м. Уплотнение смеси
катком обеспечивает точно заданный размер толщины стенки обо-
лочки. Сниженную на время укладки и виброуплотнения смеси час-
тоту вращения формы затем после прекращения укатки увеличива-
ют до максимального значения.
В результате этого из уплотняемой смеси дополнительно уда-
ляется вода.
Для формования оболочек используют жесткую бетонную смесь
с начальным водоцементным отношением 0,35, которое к концу
центрифугирования снижается до 0,30. Применяют быстротвердею-
щий цемент, расходуя его 410 кг/м3. Крупный заполнитель в зави-
симости от толщины стенки оболочек имеет фракции крупностью
от 5 до 25 мм.
Формование свай и оболочек на стендовых линиях в горизон-
тальном положении сводится к укладке бетонной смеси сквозь про-
дольную прорезь в верхней полуформе. Бетонная смесь, попадая на
вибросердечник, под действием вибрации равномерно и плотно за-
полняет все кольцевое пространство. Передвигаемый сердечник,
скользя по свежеуложенной смеси, удерживается в заданном поло-
жении фиксаторами разных конструкций, которые могут извлекать-
ся по мере перемещения сердечника или оставаться в бетоне.
После окончания формования свай или оболочек на одной линии
вибросердечник и верхнюю полуформу переставляют на соседнюю
линию.
Особое внимание в конструкции перемещаемого вибросердечни-
ка и переставных или скользящих форм обращают на осуществление
мер по предотвращению сцепления с укладываемой бетонной
смесью. Наилучшие результаты получаются, если контактную по-
верхность форм покрывают гидрофобным пластиком.
§ 10.5. Термовлажностная обработка
Для повышения производительности изготовления свай и обо-
лочек, ускорения оборачиваемости форм, а также ускорения набора
бетоном проектной прочности применяют прогрев отформованных
элементов паром, горячей водой или электричеством.
Наиболее часто применяют способ пропаривания свай и оболо-
чек, называемый термовлажностной обработкой бетона. Строгое вы-
полнение режима такой обработки способствует повышению трещи-
ностойкости свай и оболочек. При нарушении режима пропарива-
ния в бетоне возникают значительные растягивающие напряжения,
265
в результате воздействия которых в сваях и оболочках образуются
продольные трещины раскрытием до 0,5 и даже до 1 мм.
Иногда в процессе погружения свай и оболочек в грунт появ-
ляются видимые трещины вследствие суммирования растягивающих
напряжений, возникших в процессе термообработки и в период при-
нудительного заглубления.
Наличие трещин в сваях и оболочках снижает их долговечность,
поскольку приводит к выщелачиванию цемента из бетона и корро-
зии арматуры. Устранение возникших трещин связано с дополни-
тельной затратой труда и не всегда гарантирует успех, поскольку
трещины и микротрещины не удается заделать, а они могут уве-
личиваться при забивке или вибропогружении свай в грунт. Степень
же раскрытия трещин в сваях и оболочках, находящихся в грунте,
проконтролировать практически- невозможно, а следовательно, не-
возможно судить о долговечности и надежности фундаментов, осо-
бенно в случаях, когда их проектируют, ориентируясь на предельное
использование прочностных свойств бетона и арматуры.
Наиболее существенными нарушениями режима пропаривания,
приводящими к появлению трещин в сваях, являются несоблюдение
установленной длительности предварительной выдержки бетона,
скорости нагрева, охлаждения и продолжительности прогрева, а
также возникновение больших перепадов температур внутренней и
наружной поверхностей оболочек. Влияние последнего фактора про-
являтся при одностороннем прогреве пустотелых свай и оболочек,
путем подачи пара в их полость.
Предварительная выдержка отформованных элементов, необхо-
димая для обеспечения нормальных условий схватывания цемент-
ного теста, должна осуществляться, как правило, при температуре
воздуха не ниже 16° С. Длительность ее зависит от срока схваты-
вания цемента и величины водоцементного отношения. Обычно
уложенную смесь выдерживают не менее 2 ч.
В зависимости от состава и свойств цемента, а также способа
уплотнения смеси нагрев элементов от температуры окружающего
воздуха до температуры прогрева производят в течение 4—6 ч, за-
тем прогрев в течение 3—6 ч и понижение температуры в течение
2—3 ч.
Значительное влияние на результаты пропаривания оказывает
степень влажности паровоздушной среды. Относительная влаж-
ность должна быть в пределах 90—100% в течение всего цикла про-
паривания.
Если относительная влажность ниже 90%, необходимо внутри
пропарочной камеры распылять воду.
Если пропаривание производят путем подачи пара в полость
свай и оболочек, то надо создать условия, при которых разница в
нагреве бетона внутренней и наружной поверхностей элементов не
превышала бы 15° С. В противном случае возможно появление тре-
щин в бетоне.
Оптимальный режим термовлажностной обработки определяют
по результатам пропаривания опытных образцов бетона.
266
Чтобы предотвратить значительное остывание наружной поверх-
ности элемента, форму покрывают теплоизоляцией. Охлажденные
до положительной температуры окружающего воздуха, после тер-
мовлажностной обработки, сваи и оболочки извлекают из форм и
транспортируют на склад, где их поливают в течение нескольких
дней до набора бетоном проектной прочности.
§ 10.6. Укрупнительная сборка
При строительстве фундаментов стремятся применять сваи и
оболочки, которые не требуется стыковать в период их погружения
в грунт. Объясняется это тем, что применение стыков связано с
дополнительной затратой материалов и значительной стоимостью
работ. Кроме того, наращивание свай и оболочек в период их по-
гружения требует много труда и времени, что резко снижает про-
изводительность. Поэтому сваи, особенно сплошного сечения, гото-
вят преимущественно нестыкованными. Полые цилиндрические сваи
и оболочки по ряду причин в большинстве случаев изготовляют
в виде отдельных секций, а затем стыкуют, получая элементы не-
обходимой длины. Чтобы исключить значительные по времени пе-
рерывы в погружении свай и оболочек, их стыкование (укрупни-
тельную сборку) производят заблаговременно при условии, что
стройка располагает кранами и транспортными средствами необ-
ходимых грузоподъемности и габаритов.
Для укрупнительной сборки свай и оболочек из ненапряженного
и предварительно напряженного железобетона могут быть исполь-
зованы стыки разных конструкций, в том числе фланцево-сварные,
сварные из обечаек, комбинированные, клееные. Наиболее эконо-
мично по затратам материалов, труда, а также стоимости стыкова-
ние торцов соединяемых элементов на эпоксидном клее или на це-
ментном растворе с обжатием продольной арматурой.
Работы по сборке свай и оболочек производят на стенде (рис,
10.8), состоящем из роликовых опор, которые обеспечивают воз-
можность легко поворачивать стыкуемые секции вокруг их про-
дольной оси. Каждую секцию укладывают на две опоры, установ-
ленные вблизи ее концов. Роликовые опоры стенда расположены
одинаково по высоте и в плане для того, чтобы можно было оси
стыкуемых секций совместить с продольной осью укрупняемой сваи
или оболочки.
Уложенные на роликовые опоры секции поворачивают до уста-
новки концевых закладных элементов в положение, обеспечивающее
возможность их взаимного соединения. Затем после проверки пра-
вильности положения секций в продольном направлении производят
стыкование.
Готовые стальные стыки покрывают слоем изоляции для защиты
их от неблагоприятного воздействия окружающей среды. В качестве
изоляции используют покрытия из торкрет-бетона по стальной сет-
ке, битума или эпоксидных смол. Если укрупнительную сборку обо-
лочек производят путем стыкования торцов соединяемых секций с
267
Рис. 10.8. Стенд для укрупнительной сборки оболочек:
1 — секция оболочки; 2 — стык; 3 — ролик; 4 — станина; 5 — фундамент; 6 — лебедка; 7 — трос
помощью продольной арматуры, то отпадает необходимость в уст-
ройстве стальных закладных элементов, а следовательно, и анти-
коррозионной защиты их от воздействия окружающей среды.
По такому способу была проведена укрупнительная сборка оболочек на по-
лигоне построенных мостов через озера Пончартрейн (США), Маракайбо (Вене-
суэла) и ряд других.
На полигоне моста через оз. Пончартрейн собирали предварительно напря-
женные железобетонные оболочки диаметром 1,37 м и длиной до 26,5 м из
секций длиной 4,9 и 2,45 м, которые формовали методом центрифугирования.
В стенке каждой секции оставляли 12 каналов для пропуска предварительно на-
пряженной арматуры.
На специальном стенде производили сборку секций и натяжение продольной
арматуры одновременно для четырех оболочек, расположенных по две в два
ряда. Для сборки секции накатывали на ролики специальных тележек. Повора-
чивая секции вокруг их продольной оси и перемещая тележки в продольном
направлении, совмещали ось 12 каналов для пропуска арматуры. Затем соединяли
предварительно покрытые полимерным клеем торцы секций. После этого через
каждый канал пропускали арматурные пучки, состоящие из 12 проволок диамет-
ром 4,9 мм, которые сматывали с барабанов. Каждый пучок с одного конца за-
крепляли конусным анкером, а с другого обрезали, оставляя припуск, необходи-
мый для обеспечения захвата домкратом.
После установки на место всех пучков производили их натяжение по два
пучка одновременно с помощью двух 36-тонных гидравлических домкратов
двойного действия и затем закрепляли конусными анкерами. По окончании на-
тяжения всех пучков в каналы под давлением до 7 кгс/см2 нагнетали цементный
раствор. Спустя два-три дня проволоки между двумя соседними оболочками
разрезали, а концевые анкеры пучков удаляли.
За неделю при 10-часовой смене на полигоне готовили 90 оболочек длиной
до 26,5 м.
По аналогичной технологии проводили укрупнительную сборку оболочек
диаметром 1,35 м и длиной до 60 м из секций длиной 6 м на полигоне строитель-
ства моста через оз. Маракайбо. В течение недели изготовляли 16 оболочек тре-
буемой длины.
268
Глава 11
ПОГРУЖЕНИЕ В ГРУНТ СВАЙ И ОБОЛОЧЕК
§ 11.1. Подготовительные работы
В комплексе работ по сооружению свайных фундаментов погру-
жение в грунт свай и оболочек является наиболее трудоемким, дли-
тельным и ответственным технологическим процессом. Поэтому
работы организуют таким образом, чтобы была обеспечена преду-
смотренная проектом глубина погружения свай и оболочек, при
достижении которой гарантируется их расчетная несущая способ-
ность по грунту, минимальные затраты труда и времени, сохран-
ность свай и оболочек.
Работы по заглублению свай и оболочек в грунт включают сле-
дующие технологические операции: подготовку свай и оболочек к
погружению; монтаж и установку направляющих устройств; транс-
портирование и установку в направляющие устройства свай и обо-
лочек; извлечение (при необходимости) грунта из полости погру-
жаемых оболочек; применение в случае необходимости мер по об-
легчению заглубления в грунт свай и оболочек; устройство в
случаях, предусмотренных проектом, уширенных пят.
Подготовка свай и оболочек к погружению включает:
визуальный осмотр на складе с целью выявления и устранения
выколов бетона и местных деформаций закладных стыковых эле-
ментов; транспортирование свай со склада к месту погружения;
разметку свай и оболочек по длине; крепление подмывных трубок,
если сваи и оболочки погружают с подмывом, крепление строповоч-
ных устройств.
Выявленные в процессе визуального осмотра выколы бетона
больше допустимых устраняют путем зачистки и закрытия цемент-
ным раствором поврежденных мест в соответствии с правилами со-
пряжения нового бетона со старым.
При значительном количестве видимых трещин в бетоне свай и
оболочек решение о возможности их использования в конструкции
фундаментов принимает проектная организация. Следует иметь в
виду, что при трещинах с раскрытием более 0,2 мм может происхо-
дить коррозия арматуры вследствие подсоса влаги. В зоне перемен-
ного увлажнения и воздействия отрицательных температур, а так-
же в агрессивной по отношению к арматуре и бетону среде корро-
зия может развиваться при трещинах с меньшим раскрытием.
Особенно опасны продольные трещины для свай и незаполняемых
оболочек, в бетоне которых напряжения сжатия от воздействия по-
стоянных нагрузок превышают примерно 0,3 величины предела
призменной прочности бетона.
Если полые сваи и оболочки наращивают в период их погруже-
ния в грунт, то необходимо на складе перед транспортированием к
месту сооружения фундаментов проверить отсутствие местных де-
формаций стыковых закладных элементов, а также убедиться в том,
что плоскость стыкования расположена перпендикулярно продоль-
269
Рис. 11.1. Траверса для стро-
повки оболочек:
/ — траверса; 2 — накладка; 3 —
швеллер; 4 — закладной валик
ной оси стыкуемых секций. Для это-
го на стеллажах (клетках) или же
на роликовых опорах выкладывают
все секции одной сваи или оболочки.
Затем секции поворачивают вокруг
их продольной оси до тех пор, пока
отклонения в положении осей станут
не больше допустимых. После этого
производят маркировку всех секций
каждой составной сваи или оболоч-
ки, отмечая рисками на стыковых
элементах точное их взаимное поло-
жение, чтобы можно было впослед-
ствии без дополнительных затрат
времени установить в требуемое по-
ложение наращиваемую секцию на
верх ранее погруженной.
Если сваи необходимо погружать
с применением подмыва, то к ним
крепят подмывные трубы. Предвари-
тельное крепление труб обеспечивает возможность расположить их
в местах, предусмотренных проектом, а низ на расстоянии (от низа
сваи), позволяющем наиболее эффективно использовать подмыв и,
кроме того, существенно сократить затраты времени на погружение
заведенных в направляющее устройство свай за счет исключения
работ по установке и закреплению подмывных труб.
Для подъема оболочек из горизонтального в вертикальное по-
ложение и заведения их в направляющие устройства к стыковому
элементу оболочки (фланцу или шпилькам) крепят строповочные
приспособления, чаще всего в виде траверсы (рис. 11.1).
Применение гибких стропов взамен жестких траверс оказалось
неудачным вследствие неравномерного натяжения и проскальзыва-
ния на крюке крана отдельных ветвей стропа при поднятии оболоч-
ки из горизонтального в вертикальное положение. Из-за проскаль-
зывания стропов происходили рывки, недопустимые по условиям
техники безопасности.
Одновременно с подготовкой свай и оболочек к погружению про-
водили работы, связанные с монтажом и установкой в проектное
положение направляющих устройств.
§ 11.2. Монтаж и установка направляющих устройств
Для установки и фиксирования в проектном положении погру-
жаемых свай и оболочек применяют направляющие устройства. Их
роль особенно важна в начальный период погружения, когда за-
щемление низа свай и оболочек в грунте незначительно и они вме-
сте с установленным на них погружающим механизмом находятся
в неустойчивом равновесии, из которого их может вывести незна-
чительное препятствие под наконечником. Особенно важна роль
270
направляющих устройств для свай и оболочек, погружаемых в на-
клонном положении.
В зависимости от размеров и массы свай и оболочек, глубины
их погружения, физико-механических свойств грунтов применяют
направляющие устройства разных типов, в том числе копры, навес-
ное копровое оборудование, каркасы, кондукторы.
Копры и навесное копровое оборудование предназначены для
фиксирования свай, заглубляемых в грунт молотами или вибропо-
гружателями.
Копры и копровое оборудование подразделяют на копры на
рельсовом ходу; копры безрельсовые и навесное или сменное коп-
ровое оборудование, укрепляемое на самоходных машинах. Каждая
из подгрупп копров и копрового оборудования разделена на уни-
версальные с поворотом платформы, движением шасси и наклоном
стрелы для забивки вертикальных и наклонных свай; копры без
поворота платформы, предназначенные для забивки вертикальных
и наклонных свай; копры для забивки вертикальных свай. Стандарт
не распространяется на специальные плавучие копры и копровые
агрегаты мостового типа.
От конструкции копров и копрового оборудования требуется
высокая маневренность, быстрота и точность выполнения операций
по подъему и установке свай. В связи с этим имеется четко выра-
женная тенденция более широкого применения маневренных и всег-
да имеющихся на строительной площадке тракторов, экскаваторов
и кранов в качестве базовых машин для навесного и сменного коп-
рового оборудования. Благодаря этому строительные организации
обеспечиваются современным копровым оборудованием, одновре-
менно повышается степень использования базовых машин, сущест-
венно снижается потребность в выпуске универсальных копров, ко-
торые в условиях отсутствия в мостостроении узко специализиро-
ванных организаций по строительству фундаментов будут далеко
не полностью загружены.
В настоящее время применяют разнообразные конструкции коп-
ров и копрового оборудования. Некоторые из них устарели, но про-
должают использоваться до их полной амортизации. Поэтому в
приводимых ниже сведениях наряду с современными освещено и
несколько устаревшее оборудование.
Копры и копровое оборудование разных типов и конструкций
выпускают для погружения преимущественно свай длиной от 6 до
25 м и более. Тип и модель копра и копрового оборудования выби-
рают в зависимости от количества, длины и массы подлежащих по-
гружению свай.
Для погружения свай длиной до 12 м, применяемых в фунда-
ментах промышленных и гражданских зданий и сооружений, широ-
ко применяют копровое оборудование, смонтированное на базе
тракторов, экскаваторов, автомобилей (табл. 11.1). Наиболее рас-
пространены копры на тракторах.
Универсальные копры (табл. 11.2) установлены на тележки, пе-
ремещаемые по рельсам. Такие копры применяют для погружения
271
Таблица 11.1
Параметры Модели копров на базе
тракторов экскаваторов автомоби- лей
С-870 С-878 С-714 C-878M СП-49 (CA-12) С-860 СП-50 СП-51 CA-8
Максимальная дли- на погружаемой сваи, 8 8 10 12 8 12 16 8
м Грузоподъемность, т Наибольший наклон стрелы, град: 5,4 7 8,5 11 10 10 15 7,5
вперед 5 13 10 10 7 7 7 15
назад 5 20 20 20 15 18,5 18,5 20
вправо-влево 5 7 7 7 5 5 1,5 7
Изменение вылета стрелы, м 0,4 0,7 0,4 0,4 0,7 1,05 1,2 0,5
Угол поворота плат- формы, град — — — — 360 360 360 —
Масса навесного оборудования без мо- лота, т 4,5 6,4 7,8 9,3 5,8 8 12,9 6,4
Масса машины, т 14 17,4 19,1 22 27 45 60,5 13,9
Таблица 11.2
Параметры Модели копров
С-955 С-908 ’ СП-56 СП-55
Максимальная длина погружаемой сваи, м Грузоподъемностьг т Наибольший наклон стрелы: вперед назад вправо-влево Вылет от оси вращения копра до оси погружения сваи, м Изменение вылета стрелы, м Угол поворота платформы, град Ширина колеи копра, м Масса копра без молота и проти- вовеса, т Суммарная мощность установлен- ных электродвигателей, кВт 12 10 8:1 3:1 30:1 6,25 1,2 360 4 20,8 26,8 16 14 8:1 3:1 30:1 6,25 1,2 360 4 24,3 46 20 20 8:1 3:1 30:1 9 1,2 360 6 45 60 25 30 8:1 3: 1 30:1 9 1,35 360 6 60 60
свай длиной 12—25 м при строительстве больших мостов, крупных
промышленных и гидротехнических объектов.
Копры на неповоротных тележках применяют для погружения
вертикальных и наклонных свай длиной 12—18 м, расположенных
272
Рис. 11.2. Направляющие копровые стрелы:
а — навешиваемая на кран; б — подвешиваемая к крану;
/ — кран; 2 — навесная стрела; 3 —молот; 4 — телескопическая расцррка; 5 —свая; 6 — под-
весная стрела; 7 — опорная пята
в линию значительной протяженности. Если такие копры использу-
ют для погружения свай многорядных фундаментов, то приходится
перекладывать рельсовые пути, что связано со значительными за-
тратами труда и времени.
Чтобы повысить маневренность, а следовательно, и производи-
тельность неповоротных копров, их устанавливают на подвижные
(траверсные) тележки, которые строительные организации часто
изготавливают собственными силами. В таких случаях длину те-
лежки назначают исходя из необходимости перекрыть котлован по
меньшей его стороне.
Копровое оборудование состоит из направляющих стрел, кото-
рые навешивают или подвешивают к тракторам, экскаваторам, кра-
нам или автомобилям. Навесные стрелы в рабочем положении (в
процессе погружения свай) не опираются на грунт (рис. 11.2, а).
Подвесные стрелы опираются нижним концом на грунт
(рис. 11.2, б). В первом случае требуемое положение нижнего кон-
ца стрелы фиксируется с помощью телескопической распорки. Во
втором случае фиксация обеспечивается путем опирания низа стре-
лы на грунт.
Навесные стрелы обеспечивают погружение свай на вылетах от
оси вращения экскаватора до 6 м, подвесные стрелы—до 10 м от
оси вращения экскаватора, но при условии опирания их низа на
грунт в процессе подтаскивания, установки и погружения свай.
Вследствие необходимости опирания на грунт производительность
копровых установок с подвесными стрелами ниже, чем с навесными.
Навесные стрелы на тракторах применяют при погружении свай
длиной до 8 м. Наиболее часто для навески стрел используют гусе-
ничные экскаваторы и краны, реже автомобильные краны
273
Таблица 11.3
Навесные стрелы
Подвесные
стрелы
Характеристика
Экскаваторы
Гусе-
ничные
краны
Автомо-
бильные
краны
Экскаваторы
Базовые машины
Э-505, эюоз,
Э-652 э-1004
Э-1252
Э-1254,
Э-1258
МКГ-20
МКГ-25
К-104
К-52
Э-751,
Э-801,
э-юп
Э-1003,
Э-1257
Максимальная дли-
на погружаемой сваи,
м
Грузоподъемность, т
Вылет от оси вра-
щения до оси погру-
жаемой сваи, м
12
7
4,6
16 16 20
11 16,5 20
5,1 6,1 4,75
16 10
8 12
16
20 5,4
6,2 4,85
2,0
5
15
8
20
10
(табл. 11.3). В этом случае копровое оборудование с вылетом стре-
лы до 10 м обеспечивает возможность погружения нескольких свай
с одной стоянки машины.
Кроме гусеничных и автомобильных кранов, в организациях
Министерства транспортного строительства используют портальные
краны для навески на них копровых стрел. С целью ускорения ра-
бот по забивке свай создан специальный копер-кран ПКК с двумя
копровыми стрелами, каждая из которых предназначена для забив-
ки молотом УР-1250 свай длиной до 12 м как в вертикальном по-
ложении, так и с наклоном до 4:1. Масса копра-крана — 48,5 т.
За рубежом наряду с копровым оборудованием, навешиваемым
на краны различной грузоподъемности, широко применяют копры
(табл. 11.4).
Копры и копровое оборудование широко применяют при погру-
жении свай в пределах суходолов, когда можно простыми способа-
ми произвести разметку и зафиксировать проектное положение
свай, а также контролировать правильность их установки и погру-
жения.
В пределах акваторий копровое оборудование успешно приме-
няют при погружении свай для опор эстакад большой протяженно-
сти, сооружаемых пионерным способом (см. гл. 9). Проектное по-
ложение погружаемых свай и оболочек можно обеспечить с по-
мощью копров и копрового оборудования, установленного на
плавучих средствах, в том числе самоподъемных платформах (см.
гл. 9).
Однако в подавляющем большинстве случаев строительства
фундаментов и опор в пределах акваторий проектное положение
обеспечивают применением стационарных или переставных направ-
ляющих каркасов, а также специальных кондукторов. Переставные
каркасы или кондукторы применяют, как правило, при сооружении
274
Таблица 11.4
Фирма Модели Параметры копров
а н 3 3 Наклон стрелы стрелы ания Угол поворота платформы, град 2 • S о со о vo со
(страна) копров Полезная в стрелы, м Грузоподъй ность, т вперед назад вправо- влево Опускание ниже основ копра, м Ширина ко Масса копр молота, т
«Менк- Гамброк» MR18 NRF 17,5 6,2 6:1 2,5:1 20:1 5,7 360 3,47 22,0
(ФРГ) MR27 NRF 20,5 11,0 6:1 2,5:1 20:1 6,1 360 3,9 31,5
MR40 NRF 24 16,0 6:1 2,5:1 20:1 6,6 360 4,5 45,8
MR60 NRF 28 24,0 4:1 2,5:1 20:1 7,25 360 5,2 71,0
MR100 35 100,0 4:1 2,5:1 20: 1 9,0 — 6,5 157,0
«Дель- маг» (ФРГ) G-17 GF-22 G-112 GR-18 13,7 18 18 15 6,0 11,4 11,4 11,4 5:1 30:1 30:1 1:1 3:1 3:1 3:1 1:1 1511 — 360 360 360 360 4,5 4,5 4,5 Гусенич- ный То же 9,0 19,7 24,9 35,5
GR-181 15 11,4 4:1 3:1 — — 360 40,0
«Ни- ленс» (Бель- гия) 3 069 20 47В 18,8 22,0 22 6:1 10:1 2,5:1 3:1 — 5,0 4,0 360 360 3,46 53,0 71,0
«ЗРЕМБ» (ПНР) — 20,0 20 14° 45° — — 360 3,9 39
«Кобе Стил» (Япония) LH-22 LH-42 22 24 4* 4* 5° 0 20° 20° 0 0 — 360 360 Гусенич- ный ход То же —
«Хитачи» (Япония) U/06AL U/06ASL 20 23 4,5* 4,5* 3° 3° 10° 5° 0 0 — 360 360 Гусенич- ный ход То же 44,5 50,5
* Здесь указана масса сваи, поднимаемой копром (без массы молота и наго-
ловника).
причалов или эстакад значительной протяженности, когда насадки
опор возвышаются над водой.
Если плиты фундаментов заглублены ниже рабочего горизонта
воды, то применяют стационарные каркасы, которые, кроме своего
основного назначения, выполняют функции направляющего устрой-
ства для установки шпунтового или щитового ограждения котлова-
275
Рис. 11.3. Передвижной инвентарный каркас:
/ — направляющая ячейка; 2 —несущая конструкция; 3 — погруженная свая; 4 — насадка
(ригель) опоры; 5 — подвесное крепление; 6 — пролетное строение; 7 — вибропогружатель;
8 — погружаемая свая
на, воспринимают давление воды на ограждение в период произ-
водства работ в осушенном котловане по устройству плиты фунда-
мента, являются несущей конструкцией для настила рабочей
площадки, с которой погружают сваи или оболочки.
Для облегчения установки свай или оболочек, а также предо-
хранения их от повреждения металлическими элементами в ячейках
каркаса или кондуктора закрепляют направляющие деревянные
брусья. При вертикальных сваях или оболочках устанавливают че-
тыре бруса длиной не менее 2 м в одноярусных и не менее 4 м в
двухъярусных каркасах. Для погружения наклонных свай и оболо-
чек устанавливают брусья длиной не менее 6 м. Круговой зазор
между погружаемым элементом и направляющими брусьями при-
нимают равным 2—3 см.
Для точного фиксирования погружаемых оболочек диаметром 1,37 м и дли-
ной до 26,5 м на строительстве моста через оз. Пончартрейн применяли стальной
каркас-шаблон. Его устанавливали краном на четыре ранее погруженные
оболочки так, чтобы они входили в соответствующие гнезда, а на выступающей
консольной части оставались два свободных гнезда для заводки в них двух
очередных, подлежащих погружению оболочек.
Представляет интерес передвижной направляющий каркас (рис. 11.3), кото-
рый применяли для фиксирования погружаемых свай диаметром 0,5 м при
строительстве пионерным способом эстакад на Каспийском море. Применение
такого каркаса обеспечивает возможность вести работы по установке и погру-
жению свай не только пионерным способом, но также при расположении техно-
логического оборудования на плаву рядом с сооружаемой эстакадой.
На строительстве одного пирса для установки в проектное положение обо-
лочек диаметром 1,60 м и длиной до 28 м использовали плавучий кондуктор в
виде закрытого понтона с семью полуциркульными гнездами, оснащенными
гидроприводами для обхвата заведенных сбоку оболочек (рис. 11.4). После
276
закрепления кондуктора к четырем погруженным оболочкам производили уста-
новку п вибропогружение подлежащих заглублению двух передних оболочек (по
ходу перемещения кондуктора) и одной задней, центрально расположенной. Ос-
вободив погруженные оболочки от захватов, перемещали кондуктор на длину
одного пролета пирса и цикл работ повторяли.
Как показал опыт строительства эстакад и пирсов, переставные
направляющие каркасы могут быть использованы для фиксирова-
ния погружаемых оболочек независимо от состояния погоды; пла-
вучими кондукторами пользовались только при волнении на аква-
тории не свыше 2 баллов.
Размеры и форму стационарного каркаса в плане назначают в
зависимости от очертания фундамента, а высоту — от глубины, ско-
рости течения водотока и отметки низа плиты. Из-за значительного
количества металла каркасы стремятся конструировать так, чтобы
их можно было использовать несколько раз. Для этого каркас из-
готовляют сборно-разборной конструкции, располагая его низ на
1—2 м выше верха водозащитной подушки в котловане, бетонируе-
мой подводным способом.
Количество ярусов по высоте каркаса определяют в зависимости
от скорости течения и глубины водотока, конструкции ограждения
и глубины котлована, считая от уровня максимально возможного
горизонта воды в период производства работ. Одноярусные карка-
сы применяют для погружения вертикальных оболочек на водото-
ках со скоростью течения менее 1 м/с и глубиной воды до 10 м. На
водотоках со скоростью течения более 1 м/с, а также при необходи-
мости погружения наклонных свай или оболочек применяют двух-
или многоярусные каркасы.
Применение сборно-разборных кар-
касов (рис. 11.5) обеспечивает возмож-
ность производить их разборку по ме-
ре бетонирования плиты фундамента,
устанавливая временные крепления с
упором их в готовую часть плиты.
Применение каркасов разового ис-
пользования, остающихся в бетоне пли-
ты, целесообразно в случаях включе-
ния их в работу в качестве жесткой
арматуры.
Каркасы монтируют на берегу или
на специально подготовленном плаш-
коуте из барж или понтонов. В послед-
нем случае плашкоут используют для
транспортирования каркаса к месту
его установки в проектное в плане и по
высоте положение.
Доставленный к месту установки
каркас раскрепляют в плане с по-
мощью тросов и якорей. Затем его
опускают в воду до уровня, предусмот-
Рис. 11.4. Плавучий кондуктор
для фиксирования в проектном
положении погружаемых обо-
лочек d=l,6 м:
1 — закрытый понтон; 2 — гидрав-
лические захваты; 3 — вибропогру-
жатель; 4 — погружаемая оболочка;
5~— погруженные оболочки
277
репного проектом производства работ, с помощью плавучих стрело-
вых, портальных или другой конструкции кранов, или путем вре-
менного затопления понтонов, на которых установлен каркас, или
же полиспастами, подвешенными к вышкам, собранным из инвен-
тарных металлических конструкций.
На использование вышек ориентируются при отсутствии на
стройке мощных плавучих кранов или других средств. Вышки мон-
тируют на плашкоутах (рис. 11.6, а). В случае отсутствия плавучих
средств вышки устанавливают на временные свайные подмости
(рис. 11.6, б). По первой схеме производили установку направляю-
щих каркасов при строительстве фундаментов из полых свай и обо-
лочек ряда мостов в КНР при глубине воды от 10 до 40 м. По вто-
рой схеме устанавливали каркасы на р. Оке при глубине воды
до 5 м.
Вышки применяют, как правило, для опускания больших карка-
сов массой 50—100 т и более, когда каркас требуется наращивать
по мере опускания в воду.
Работы по опусканию тяжелого каркаса в воду выполняют в
следующей очередности: плашкоут с каркасом заводят между вы-
шками и расчаливают за предварительно установленные якоря;
монтируют консоли, за концы которых крепят полиспасты; припод-
нимая каркас, освобождают плашкоут, который вывозят и достав-
ляют к берегу для монтажа на нем очередного каркаса; полиспа-
стами каркас опускают до момента опирания его консолей на борта
понтонов плавсистемы или подмости; при многоярусной конструк-
ции каркаса краном устанавливают очередной ярус с консолями;
каркас приподнимают полиспастами, закрепленными за новые кон-
соли, после этого разбирают консоли нижнего яруса; цикл работ
278
по опусканию каркаса повторяют
до заглубления его *на проектную
отметку.
Установленный в проектное
положение каркас после геодези-
ческого контроля закрепляют че-
тырьмя вертикальными маячными
сваями или оболочками, погру-
женными сквозь направляющие
ячейки. После окончания заглуб-
ления маячных элементов к ним
стальными тягами крепят каркас,
освободив его от подвешивания к
вышкам или крану.
Характерной особенностью ста-
ционарных каркасов, отличаю-
щей их от переставных каркасов
и кондукторов, является возмож*
Рис. 11.6. Схема установки вышек,
применявшихся для опускания карка-
сов в проектное положение:
1 — плашкоут плавучей системы; 2 — выш-
ка из элементов УИКМ; 3 — полиспаст; 4 —
съемная консоль; 5 — направляющий кар-
кас; 6 — ростверк; 7 — свая; 8 — балки мон-
тажных подмостей; 9 — плашкоут-подмости
ность использования первых в качестве распорных креплении ог-
раждения котлованов на период устройства плиты фундаментов.
При этом возможно устройство ограждения до опускания каркаса
в воду или после закрепления его в проектном положении.
Шпунтовые ограждения устраивают, как правило, по периметру
установленного каркаса. Ограждения из щитов или закрытых пон-
тонов устраивают преимущественно до опускания каркасов в воду,
если достаточна грузоподъемность используемых средств. Иначе
ограждения приходится устраивать после установки каркаса в про-
ектное положение.
§ 11.3. Забивка свай и оболочек молотами
Способом забивки погружают почти все деревянные, стальные и
железобетонные сваи, используемые в отечественной и зарубежной
практике строительства фундаментов сооружений разного назна-
чения. Меньше 1 % свай погружают вибраторами и вибромолотами.
В СССР оболочки заглубляют, как правило, вибропогружателями.
В США подавляющее большинство оболочек погружают молотами.
Для погружения свай и оболочек применяют паровоздушные мо-
лоты одиночного (простого) и двойного действия; дизельные моло-
ты штанговые и трубчатые; гидравлические молоты.
Ударной частью паровоздушного молота одиночного действия
(рис. 11.7) является его корпус, который давлением пара или сжа-
того воздуха, поступающего в полость корпуса (цилиндра), подни-
мается над поршнем на высоту до 1,5 м. По достижении поршнем
выпускного отверстия подъем корпуса прекращается после пере-
ключения рычага, приостанавливающего подачу воздуха или пара
и обеспечивающего выпуск газа в атмосферу. Из-за ухода газа
корпус под действием силы тяжести, скользя по штоку поршня, па-
дает и ударяет по свае. Затем рычаг вновь закрывает канал, соеди-
279
Рис. 11.7. Паровоздушный молот оди-
ночного действия:
а — конструкция молота; б — схема пере-
ключения подачи пара (воздуха);
1 — корпус; 2 — цилиндр; 3 — шток; 4 —
поршень с уплотнительными кольцами;
5 — фиксаторы для установки молота на
копровую стрелу; 6 — крышка цилиндра;
7 — трехходовой кран; 8 — рычаг пробки
крана; 9 — отверстие для сообщения поло-
сти цилиндра с атмосферой;
I— в цилиндр молота; II— из цилиндра в
атмосферу
водительность.
няющий полость цилиндра с
атмосферой, и открывает от-
верстие, через которое посту-
пает в цилиндр сжатый
газ — цикл повторяется. Уп-(
равление работой паровоз-
душных молотов простого
действия полуавтоматиче-
ское.
Высоту подъема цилинд-
ра можно регулировать, пе-
реводя рычаг газораспреде-
ления в необходимое поло-
жение. В молотах простого
действия 70% массы состав-
ляет ударная часть. Эта осо-
бенность является их един-
ственным достоинством. Су-
щественные их недостатки —
малая производительность и
потребность в котельном или
компрессорном оборудова-
нии.
Молоты одиночного дей-
ствия выпускают преиму-
щественно ведомственные
заводы для нужд отдельных
министерств (табл. 11.5).
В отличие от молотов
одиночного действия паро-
воздушный молот двойного
действия состоит из цилинд-
ра, поршня и соединенного с
ним штоком бойка (рис.
11.8). В молотах двойного
действия сжатый газ или пар
подается попеременно в
пространство над и под
поршнем с помощью авто-
матически переключающего-
ся золотника.
Молоты двойного действия (табл. 11.6) имеют закрытый корпус,
что обеспечивает ^возможность их использования для забивки свай
в воде на глубине до 20 м.
Наиболее распространены в СССР и за рубежом дизельные мо-
лоты. Основные достоинства их: независимость от внешних источ-
ников энергии, быстрота подготовки к работе, небольшая стоимость
изготовления, простота и удобство эксплуатации, высокая произ-
280
Рис. 11.8. Паровоздушный молот двойного действия:
1 — шабот; 2 — боек; 3 — корпус; 4 — шток; 5 — поршень; 6 — цилиндр; 7 — соедини-
тельный болт; S —крышка цилиндра; 9 — штуцер для подвода пара (воздуха);
10 — золотник (парораспределитель)
В дизельных молотах энергия сгорающих газов передается не-
посредственно ударной части молота, в связи с этим их коэффици-
ент полезного действия выше, чем в паровоздушных молотах, при
одинаковой энергии удара первых и вторых. Эти молоты работают
по принципу двухтактных дизельных двигателей.
281
Таблица 11.5
Параметры Модели молотов одиночного действия
типа CCCM треста „ГидроспецфуНда- ментстрой“ вниисдм
570 582 680 3000 4250 6500 8200 C-276A С-811А C-812A
Вес ударной части, 1800 3000 6000 3000 4250 6500 8200 3000 6000 8000
кгс Высота падений 1,5 1,3 1,37 1,25 1,25 1,25 1,20 1,37 1,37 1,37
ударной части, м Энергия удара, 2700 3900 8200 3200 5200 8200 10 960 4100 8200 10 000
кгс-м Частота ударов в 30 30 30 10 4—8 4—10 4-5 40—50 40-45 35-40
1 мин Рабочее давление, кгс/см2 Расход сжатого воз- 10 8-10 8—10 6 11 6 11 6-8 18 6-8 24 7 9 7 18-20 7—8 26
духа, м3/мин Расход пара, кг/ч Высота молота, мм Масса » т 350 4840 2,7 550 4640 4,3 1100 4960 8,85 550 2850 4,25 900 2820 5,10 1300 3125 7,30 1500 2580 8,70 710 4650 4,25 1250' 4730 8,20 1500 4730 11,0
Таблица 11.6
Параметры Модели молотов двойного действия
С-35 • СССМ-708 С-32 С-231 С-977
Вес ударной части, 614 , 680 655 х ИЗО 2250
кгс Ход поршня, мм 450 406 525 580 460
Энергия удара, кгс-м 1090 950 1590 1820 1700—2700
Частота ударов в 135 140 125 105 100-105
1 мин Рабочее давление, 8 8 8 7 7
кгс/см2 Расход сжатого возду- 12,8 12,7 17 17 16,5
ха, м3/мин Высота молота, мм 2375 2490 2390 2689 3000
Масса » т 3,77 2,97 4,09 4,45 5,20
В прошлые годы широко применяли штанговые молоты, которые
еще имеются в строительных организациях. В настоящее время
вместо таких молотов выпускают трубчатые. В штанговых молотах
ударной частью является цилиндр, перемещающийся по двум на-
правляющим штангам (рис. 11.9). В трубчатых молотах ударная
часть представляет собой поршень, перемещающийся внутри ци-
линдра и направляющей трубы (рис. 11.9, б). Такие молоты по
сравнению со штанговыми обладают более высокой энергией уда-
ра при равной массе ударных частей, что объясняется увеличенной
282
высотой падения ударной части и
отсутствием газовой подушки
между цилиндром и поршнем в
момент удара. В трубчатых мо-
лотах происходит жесткий удар
поршня по шаботу. И только пос-
ле этого сгорает топливо. Конст-
рукция таких молотов обеспечи-
вает нанесение центрального уда-
ра по шаботу, который в этом
случае работает только на сжа<
тие. Кроме того, в трубчатых мо-
лотах давление вспрыска топлива
по сравнению со штанговыми мо-
лотами снижено с 200—500 до
3—5 кгс/см2; степень сжатия воз-
духа уменьшена с 25—32 до 15.
Наличие закрытой конструкции
молота практически исключает
попадание в его внутренние поло-
сти абразивных частиц. Вследст-
вие этих отличий трубчатые моло-
ты обладают повышенной надеж-
ностью и долговечностью по срав-
нению -со штанговыми.
Трубчатые молоты выпускают
с воздушным и водяным охлаж-
дением. Кроме того, выпускают
трубчатые молоты в северном
исполнении для работ в условиях
низких отрицательных темпера-
тур.
Характеристика штанговых и
трубчатых дизельных молотов
приведена в табл. 11.7.
Запуск штангового дизельного
молота производят в следующей очередности. С помощью копровой
лебедки поднимают ударную часть — цилиндр в крайнее верхнее
положение до захвата ее специальным механизмом (кошкой). За-
тем выключают захватный механизм и цилиндр под действием силы
тяжести падает вниз. В нижнем положении поршень, вошедший в
падающий цилиндр, резко сжимает воздух, который вследствие это-
го сильно нагревается. В крайнем нижнем положении цилиндра в
камеру сгорания вспрыскивается топливо, которое воспламеняется
под действием раскаленного воздуха. В результате этого под дей-
ствием возросшего давления образовавшихся газов цилиндр уст-
ремляется вверх. При воспламенении топлива часть реактивного
давления газов суммируется с энергией падения цилиндра и пере-
дается через шаровую пяту наголовнику, а через него свае.
Рис. 11.9. Дизельные молоты:
а — штанговый; б — трубчатый;
1— забиваемая свая; 2—шабот; 3 — пор-
шень; 4 — направляющие штанги; 5 — ци-
линдр; 6 — устройство для захвата подни-
маемого цилиндра; 7—штырь; 8 — рычаг
подачи топлива; 9 — топливный насос; 10—
топливный бак; // — трубка для подачи
топлива; 12 — отверстие для выхода газов
283
Таблица 11.7
Типы дизельных молотов Модели моло- тов Вес удар- ной части, кгс Высота паде- ния ударной части, м Энергия удара, кгс-м Частота уда- ров в 1 мин Высота моло- та, мм Вес молота, т
Штанговые С-254 600 1,77 500 55-60 3150 1,4
С-222А 1250 1,79 1000 55-60 3355 2,2
С-268 1800 2,10 1400 55-60 3820 3,1
С-330 2500 2,30 2 000 50-55 4540 4,2
Трубчатые с воз- У Р-1-500 500 1300 3760 1,1
душным охлаждени- УР-1-1250 1250 3 300 4000 2,5
ем УР-1-1800 1800 4 800 4350 3,4
С-858 С-859 1250 1800 3,00 3 300 4 800 43-55 3948 4165 2,5 3,5
С-949 2500 6700 4685 5,80
С-954 3500 9 400 4800 7,3
С-974 5000 13500 5520 9,0
Трубчатые с водя- С-994 600 3,00 1600 43-55 3825 1,5
ным охлаждением С-995 1250 3,00 3 300 43-55 3955 2,6
С-996 1800 3,00 4 800 43-55 4335 3,65
С-1047 2500 6700 4970 5,5
С-1048 3500 9400 | 43-55 5145 7,65
СП-54 5000 3,0 13 500 5300 10,0 4
Трубчатые в север- С-996С 1800 4 800 4390 3,55
ном исполнении С-1047С 2500 6700 | 42-53 5000 5,60
С-1048С 3500 9 400 5160 8,00
Высоту подъема цилиндра и частоту ударов регулируют изме-
нением количества подаваемого горючего. Молот работает автома-
тически. Для прекращения работы молота выключают подачу го-
рючего.
Запуск трубчатого молота производится по аналогии со штанго-
вым молотом. Различие заключается в способе подачи топлива.
В момент падения поршень нажимает на рычаг топливного насоса
и подает топливо, которое стекает в сферическое углубление ша-
бота. При дальнейшем движении поршня вниз происходит сжатие
и нагрев воздуха до тех пор, пока под действием удара поршня о
шабот не произойдет разбрызгивание и воспламенение топлива. От
давления образовавшихся газов поршёнь подбрасывается вверх.
Затем цикл повторяется.
Паровоздушными молотами простого (одиночного) и двойного
действия можно забивать сваи с наклоном до 1:1, дизельными
штанговыми — 4 : 1; дизельными трубчатыми — 3:1.
Трубчатые дизельные молоты в обычном исполнении могут ра-
ботать при температуре окружающего воздуха минус 25—30° С; мо-
лоты в северном исполнении — при температуре до минус 60° С.
В зарубежной практике строительства фундаментов применяют
более тяжелые сваебойные молоты (табл. 11.8) разных конструк-
ций и продолжают работы по созданию молотов с ударной частью'
284
Таблица 11.8
Фирма (страна) f Типы молотов Модели молотов Вес ударной части, кгс Энергия удара, кгсм Частота ударов в 1 мин Масса молота, т
Паровоздушные 060 27 300 24900 62 55,0
одиночного действия 040 18 150 16 600 60 39,7
030 13 600 12 450 55 24,0
020 9 080 8 300 60 18,9
016 7 370 6 750 60 13,73
«Вулкан» (США) 014 6 360 5 810 60 12,5
Паровоздушные 400С 18 150 15 700 100 37,7
двойного действия 200С 9 080 7 200 98 17,75
— . 140С 6 360 5 000 103 12,7
80С ' 3 630 3400 111 8,1
65С 2 950 2 660 117 6,75
Паровоздушные OS60 27 300 24900 55 64,2
одиночного действия OS40 18 150 16 600 55 50,5
OS30 13 600 12 450 60 22,9
«Мак Кир- OS20 9 080 8 300 60 18,15
S14 6 360 5 200 60 14,4
нан-Терри» S10 4 540 4 500 55 10,5
(США)
Паровоздушные 08 3 630 3 600 77—85 8,5
двойного действия СВ26 3 630 3180 85—95 8,06
«БСП» Паровоздушные 9в 4060 45 4,81
(Англия) одиночного действия 20в 1016 — 45 11,28
24в 1219 — 45 13,82
Гидравлические НВМ14 7 200 14 000 61 15,5
«ХБГ» (Голландия) одиночные НВМ18 9200 18 000 60 15,8
Гидравлические НВМ318 28200 54 000 60 50,0
групповые НВМ418 37400 72 000 60 60,0
«Кобе Дизельные трубча- К150 15 000 36100 45—60 36,6
Стил» тые одиночного дей- К60 6000 14 600 42—60 17,0
(Япония) ствия К45 4 500 12 600 39—60 11,64
К42 4 200 10 900 40—60 10,90
К35 3 500 9 800 39—60 8,50
К32 3 200 8 300 40—60 8,06
К25 2 500 7 000 39—60 5,94
285
Продолжение табл. 11.8
Фирма (страна) Типы молотов Модели молотов Вее ударной части, кгс Энергия УДара,, кгс-м Частота ударов в 1 мин Масса молота, т
«Дельмаг» (ФРГ) Дизельные трубча- тые одиночного дей- ствия D55 D44 D30 D22 5400 4300 3000 2200 16200 12 000 7 500 5 500 36 37-56 39-60 42—60 12,6 10,10 5,53 5,06
«Менк» (ФРГ) То же 5000 3500 2500 5000 3500 2500 16000 11200 8 000 60 60 60 9,95 6,83 5,23
«Мак Кир- нан-Терри» (США) То же DE40 DA35 DE30 1815 1270 1270 5 960 4 960 4 170 48—52 48 48-52 4,45 4,54 3,69
«Линк Белт» Дизельные тые двойного ВИЯ трубча- дейст- 440 312 520 1815 1750 2300 2 520 2 500 4150 86-90 100—105 80—84 4,68 4,70 5,70
«ини» (Япония) Дизельные тые трубча- IDN-42 4000 10 000 40—70 9,7
«Мицубиси» (Япония) То же М-22 М-40 2130 4200 5 325 11600 42—57 42—57 4,8 9,6
весом до 50 тс. Имеются предложения о создании гидравлических
молотов массой 200—400 т.
Гидравлические молоты целесообразно применять, как правило,
для подводной забивки свай при сооружении фундаментов с пли-
той, заглубленной в грунт в пределах глубоких водотоков. В этом
случае отпадает необходимость в использовании длинных подбаб-
ков или срезке верхней части свай, что способствует сокращению
сроков производства и трудоемкости работ, а также повышению
погружающей способности молотов (за счет уменьшения веса по-
гружаемых свай).
Кроме отмеченных достоинств, конструкция гидравлических
молотов обеспечивает возможность регулирования частоты и энер-
гии ударов, что важно при забивке свай большой длины и малого
поперечного сечения.
Тенденцию в повышении мощности, т. е. погружающей способ-
ности сваебойных молотов можно проследить на примере работ
Голландской фирмы ХБГ, являющейся одной из ведущих голланд-
ских фирм. В 1964 г. исследовательский отдел этой фирмы начал
работать над созданием сваебойного молота с гидравлическим
приводом (гидравлического молота). В результате этих работ ф'ир-
286
ма начала с 1969 г. выпускать гидромолот НВМ-14 (см. табл. 11.8) „
предназначенный для забивки железобетонных свай, а с 1972 г. гид-
ромолот, НВМ-18 для забивки стальных свай. Каждый из этих мо-
лотов может работать как в отдельности, так и в синхронизирован-
ной группе по три-четыре молота НВМ-18 в каждой (модели
НВМ-318 и НВМ-418).
В отличие от сваебойных молотов других типов гидромолоты
НВМ-14 и НВМ-18 работают от гидронасосов мощностью 300 и
450 л. с. соответственно. Характерными особенностями гидромоло-
тов являются: возможность регулирования силы удара; более дли-
тельное по времени действие ударного импульса; возможность син-
хронизации работы нескольких молотов; возможность использова-
ния молотов для забивки свай в воде.
Необходимые тип и модель молота выбирают в зависимости от
размеров поперечного сечения свай, их массы, глубины погружения
в грунт, расчетной нагрузки на сваи и физических свойств грунтов
в месте сооружения свайного фундамента.
В зарубежной практике для погружения свай и оболочек с рас-
четной нагрузкой 300—500 тс и более применяют тяжелые паровоз-
душные молоты одиночного действия с автоматическим или полу-
автоматическим режимом работы. Для подводной забивки свай
используют паровоздушные молоты двойного действия и гидравли-
ческие; в остальных случаях — дизельные трубчатые молоты.
В отечественном фундаментостроении наиболее часто применя-
ют дизельные молоты для забивки свай под нагрузку до 200 тс. Мо-
дель молота выбирают, пользуясь установленным практикой свай-
ных работ соотношением между энергией удара молота, погружаю-
щего сваю, и ее расчетной нагрузкой (см. гл. § 11.3). Пользуясь
установленным соотношением, можно выбирать молот, который, за-
глубляя сваю в грунт до получения необходимой несущей способно-
сти, обеспечивает сохранность ее в процессе забивки при условии
выполнения требований действующих нормативных документов, ка-
сающихся технологии работ.
К требованиям, которые необходимо выполнять, относятся сле-
дующие: применение амортизирующих наголовников, смягчающих
удар по верхней части сваи или оболочки; совмещение оси молота
с продольной осью забиваемой сваи; прекращение забивки в слу-
чае встречи сваи с твердым включением. Несоблюдение перечислен-
ных требований часто приводит к появлению трещин в бетоне свай,
разрушению их верхней части, а иногда к поломке свай. Для пре-
дохранения головы сваи от разрушения молотом, а также для сов-
мещения продольных осей молота и сваи применяют наголовники.
По способу изготовления наголовники различают клепаные,
сварные и литые; по форме поперечного сечения — квадратные и
круглые. Размеры наголовников назначают так, чтобы зазор меж-
ду наголовником и боковой поверхностью сваи не превышал 1 см.
Для уменьшения жесткости удара применяют деревянные вкла-
дыши, разделенные толстой стальной плитой (рис. 11.10). Деревян-
ным вкладышам свойственны недостатки, а именно переменная ве-
287
Рис. 11.10. Наголовники с вкладышами:
а — пластмассовым; б — деревянным;
/ — стальной лист; 2— прокладка из пластмассы; 3 — прокладка из древесины твердых
пород; 4 — стальное кольцо; 5 — деревянный вкладыш
личина жесткости и малый срок эксплуатации. Поэтому в США
провели опыты по замене дерева другими материалами. Оказалось,
что вкладыши из слюды и алюминия имеют постоянную жесткость
в процессе забивки свай и коэффициент восстановления скорости
при ударе у них больший, чем у дерева.
Эти свойства вкладышей способствуют более эффективной
передаче свае энергии молота, т. е. повышению эффективности его
работы.
Зарубежные фирмы, осуществляющие забивку мощными моло-
тами оболочек диаметром до 1,5 м, применяют ряд мер по предот-
вращению возможного появления трещин в бетоне. Одной из таких
мер является усиление верхней части оболочек постановкой при
их изготовлении предохранительных колец из полосовой стали по
наружному контуру оболочки.
Удачно применение удлиненного наголовника, жестко прикреп-
ленного к нижней части молота, производившего забивку оболочек
в фундаменты моста через зал. Сан-Франциско. Наголовник, состо-
явщий из двух полуцилиндров, обжимал голову оболочки с по-
мощью гидравлических домкратов. Такое обжатие предотвращало
возможность появления трещин в бетоне наиболее напряженной
верхней части оболочек.
Забивка свай сопровождается изменениями естественной струк-
туры грунта, которые влияют на несущую способность свай. При
этом сказывается влияние не только свойств самих грунтов, но и
способов погружения свай. Свая, погружаемая с закрытым ниж-
ним концом, вытесняет грунт в объеме, равном объему сваи. Это
происходит за счет уплотнения грунта и частичного выпирания его
вверх. Степень уплотнения грунта в непосредственной близости от
сваи тем больше, чем рыхлее грунт, меньше его влажность и больше
288
водопроницаемость. Маловлажные или сухие песчаные грунты
вследствие значительных сил внутреннего трения оказывают боль-
шое сопротивление погружению свай. В результате этого прекра-
щается их заглубление в грунт, величина отказа сваи (погружение
ее от одного удара) приближается к нулю. Аналогичное явление
наблюдается в плотных и средней плотности водонасыщенных пе-
сках вследствие замедленного отжатия воды нижним концом погру-
жаемой сваи.
Возросшее от воздействия молота сопротивление грунта с тече-
нием времени уменьшается. Поэтому, если возобновить забивку
свай спустя 2—3 дня, они будут снова погружаться. В строительст-
ве это явление называют ложным отказом. Вследствие этого сваи,
погруженные в песчаные грунты, через несколько дней добивают
до получения расчетного (истинного) отказа, по которому оценива-
ют несущую способность свай.
Увеличение мощности молота с целью обеспечения погружения
сваи на проектную глубину в песчаные грунты, как правило, явля-
ется недостаточно эффективной мерой. Поэтому в таких случаях
применяют подмыв или вместо молотов используют вибропогружа-
тели.
Если забивают в плотные и средней плотности песчаные грунты
пустотелые сваи с открытым нижним концом, то в их полости вско-
ре образуется пробка из уплотненного грунта и погружение пре-
кращается аналогично сваям с закрытым низом. Удаление грунта
из полости таких свай существенно облегчает их погружение на не-
обходимую глубину.
Сопротивление погружению свай в глинистые грунты зависит от
степени их плотности и водонасыщения, которые характеризуются
показателем консистенции. В текучие, текучепластичные и пластич-
ные грунты сваи погружаются легко. Забивка свай в такие грунты
сопровождается нарушением их связности, т. е. разжижением.
Спустя некоторое время происходит засасывание свай. Практически
это выражается в том, что грунт, разжиженный в процессе забивки
свай, слабо сопротивляется их погружению, но по истечении неко-
торого времени происходит упрочнение грунта, и несущая способ-»
ность свай возрастает в несколько раз. Поэтому истинный отказ
сваи, забитой в слабые связные грунты, определяют после ее «от-
дыха», продолжительность которого зависит от вида грунта: для
супесей 5—10 сут; для суглинков 15—20 сут; для глин 25—30 сут
и более.
В практике фундаментостроения продолжительность «отдыха»
свай принимают меньше указанных значений.
В полутвердых и твердых связных грунтах явления засасывания
почти не наблюдается. Из-за высокой плотности таких грунтов за-
бивка в них свай происходит со значительными трудностями. Учи-
тывая большую несущую способность таких грунтов, обычно огра-
ничиваются заглублением в них низа свай на 1—3 м.
Последовательность забивки свай выбирают исходя из условий
сведения к минимуму непроизводительных затрат труда и времени
10—2940 289
на перекладку копровых путей, перемещение копра или копрового
оборудования, изменение наклона стрелы.
Если для ленточных и кустовых фундаментов последователь-
ность забивки определяется главным образом только производст-
венными соображениями, то для фундаментов опор мостов с боль-
шим количеством свай, расположенных в несколько рядов, необхо-
димо учитывать и характер происходящего уплотнения грунта в
междусвайном пространстве и связанную с этим возможность
подъема свай одновременно с выдавливанием грунта на поверх-
ность дна котлована.
Вертикальные сваи забивают последовательно в каждом ряду в
направлении от первого до последнего ряда фундамента или от
центра к его краям. В фундаментах (с плитой над грунтом) с вер-
тикальными и наклонными сваями погружают вначале вертикаль-
ные, а затем наклонные сваи.
Грунт, отжимаемый острием каждой сваи в процессе ее забив-
ки, частично уплотняется в зоне заглубления, а частично выдавли-
вается на поверхность, увлекая при этом за собой ранее забитые
сваи. В зависимости от плотности и степени водонасыщения грун-
тов, размеров поперечного сечения свай, глубины забивки и коли-
чества свай в фундаменте отношение объема выдавленного на по-
верхность грунта к объему заглубленной части сваи в песчаных
грунтах изменяется от 0 до 0,5, а в глинистых — от 0,2 до 0,8.
Наблюдениями установлено, что грунт дна котлована в зависи-
мости от количества и размеров свай после их забивки поднимает-
ся на 10—50 см, а головы ранее забитых свай — на 2—5 см.
В результате проведения опытных работ в разных грунтовых
условиях выявлено, что подъем ранее забитых свай является функ-
цией диаметра и расстояния между ними в кусте, а также длины
свай. Объясняется это тем, что выдавливание грунта происходит
легче в пределах поверхностных слоев и затрудняется по мере
углубления.
В зависимости от грунтовых условий и глубины погружения сваи
забивают без подмыва или с подмывом грунта. При необходимости
погружения в гравийно-галечные и вечномерзлые грунты сваи за-
глубляют в предварительно пробуренные скважины (табл. 11.9).
Последовательность забивки свай должна быть принята такой,
при какой сводятся к минимуму непроизводительные затраты вре-
мени на перемещение копра или крана, на установку их над ме-
стом забивки, на изменение наклона стрелы.
Сваи погружают, как правило, молотами до получения расчет-
ного отказа. Молоты выбирают исходя из необходимости погруже-
ния свай на проектную глубину и обеспечения их расчетной несу-
щей способности по грунту. Для забивки сваи можно применять
молоты любого типа, если их энергия удара удовлетворяет следую-
щим условиям:
W > 25Рпр; W > Q + g ,
290
Таблица 11.9
Характеристика грунтов Глубина погруже- ния в грунт, м Способы погружения свай Опускание в скважи- ны
Забивка молотами Забивка в скважи- ны
без подмыва с подмы- вом
Водонасыщенные рых- До 10 +
лые песчаные 10 и более + + — —
Текучепластичные и мягкопластичные связ- ные 10 и более + — — —
Водонасыщенные сред- До Ю — + — —
ней плотности и плотные песчаные 10 и более — + — —
Связные тугопластич- До Ю + — — —
ные и полутвердые связ- ные 10 и более + — + —
Гравийно-галечные До Ю — — + +
Все грунты с включе- нием скальных прослоек, валунов пли затопленных предметов Независимо от глубины — — — +
Пластичномерзлые До 10 — — + +
10 и более — — ~г +
Твердомерзлые Независимо от глубины — — — +
где W— энергия удара молота (по табл. 11.5—11.7), кгс-м;
Лтр — предельная несущая способность (предельное сопротивле-
ние) сваи по грунту, тс; ее вычисляют умножением величины рас-
четного сопротивления (в уровне головы сваи) на переходной коэф-
фициент, значения которого принимают по табл. 11.10; Qn — полный
вес молота (по табл. 11.5—11.7), кгс; q — вес сваи (с наголовни-
ком и подбабком), кгс; к — коэффициент применимости молота,
принимаемый по табл. 11.11.
Если на последнем залоге погружения сваи высота подъема
ударной части молотов одиночного действия и дизельных меньше
паспортной, то приведенная в табл. 11.5—11.7 энергия удара долж-
на быть уменьшена пропорционально соотношению фактической
и паспортной высот падения ударной части.
Таблица 11.10
Тип фундамента Значения переходного коэффициента при количестве свай в фундаменте, шт.
1-5 6-10 11-20 Более 20
С плитой над грунтом 1,8 1,7 1,6 1,4
С плитой в грунте 1,7 1,6 1,4 1,4
10*
291
Таблица 11.11
Тип молотов Значения коэффициента применимости к для свай
деревянных стальных железобетонных
Двойного действия и трубчатые ди- 5,0 5,5 6,0
зельные Одиночного действия и штанговые 3,5 4 5
дизельные Подвесные 2 2,5 3
Примечание. Для стальных двутавровых свай, стального шпунта, свай
из стальных труб с открытым нижним концом и свай всех типов, погружаемых с
подмывом, указанные в таблице значения коэффициента применимости увеличи-
вают в 1,5 раза.
При забивке наклонных свай энергия удара снижается на ве-
личину, указанную ниже, что необходимо учитывать при подборе
молотов:
Наклон сваи........ 5:1 4:1 3:1 2:1 1:1
Значения коэффициента
уменьшения энергии
удара.......... . . 1,10 1,15 1,25 1,40 1,70
В случаях резкого уменьшения интенсивности погружения сваи,
сопровождающегося подскоками молота после удара (например,
при встрече с препятствием), а также при просадках свай, не со-
гласующихся с напластованием грунтов (например, вследствие по-
ломки сваи), забивку следует прекратить и выяснить причину не-
нормального погружения сваи. В необходимых случаях сваю заме-
няют новой.
Сваи, недопогруженные более чем на 1 м до проектной отметки,
но давшие расчетный отказ от трех последовательных залогов,
должны быть обследованы с целью выяснения причин, затрудняю-
щих их допогружение, и принятия мер по обеспечению несущей
способности и устойчивости свайного фундамента. Сваи, погружен-
ные на проектную глубину, но не давшие расчетного отказа, долж-
ны подвергаться динамическому или статическому испытанию (см.
гл. 7).
§ 11.4. Вибропогружение свай и оболочек
Способ вибропогружения применяют для заглубления в разные
грунты оболочек диаметром более 1 м, а свай и шпунта преимуще-
ственно в несвязные и в слабые связные грунты. Для погружения
свай и шпунта в плотные и средней плотности грунты, а также в
любые несвязные грунты используют вибромолоты. Характерной
особенностью вибропогружения является возможность заглублять
в грунт элементы, масса которых в 5—10 раз превышает массу
применяемых вибропогружателей. Для забивки же свай рекоменду-
292
ется применять молоты, вес ударной части которых составляет 0,3—
1,0 массы сваи.
Вибрационный метод погружения в грунт шпунта, свай и обо-
лочек был впервые в мировой строительной практике применен в
СССР. Еще в 1949 г. на строительстве Горьковской ГЭС стальной
шпунт погружали в водонасыщенный песок высокочастотными виб-
раторами БТ-5 системы Д. Д. Баркана и В. И. Тупикова.
Вибраторы БТ-5 явились прообразом многих последующих кон-
струкций вибропогружателей. Эта, как и последующие, конструк-
ция включала в себя: собственно вибратор, состоящий из несколь-
ких грузовых валов с насаженными на них тяжелыми эксцентри-
ками; приводной электродвигатель, жестко соединенный с корпусом
вибратора; редуктор для передачи крутящего момента от электро-
двигателя к грузовым валам; наголовник для жесткого прикрепле-
ния вибратора к погружаемой шпунтине или свае.
В процессе вращения в разные стороны грузовых валов, соеди-
ненных синхронизирующими шестернями, возникает направленная
вдоль вертикальной оси вибратора знакопеременная гармоническая
инерционная возмущающая сила Рв, максимальное значение кото-
рой можно определить по формуле
Q3ea>2
g
где Qa — вес эксцентриков; е — расстояние от оси вращения до
центра тяжести эксцентриков; © — угловая скорость вращения гру-
зовых валов с эксцентриками; g — ускорение силы тяжести.
Произведение Q3-e представляет суммарный грузовой момент
эксцентриков вибратора и является одной из основных характери-
стик наряду с возмущающей силой каждого вибратора.
Под действием работающего вибратора, который жестко соеди-
нен со сваей или оболочкой, в них возникают продольно направлен-
ные колебания с амплитудой А, равной половине полного размаха
колебаний.
Если амплитуда достигает критической величины, при которой
происходит срыв сил трения грунта по всей боковой поверхности
погружаемого элемента, он, начав проскальзывать в грунте, перио-
дически надавливает нижним концом на грунт, преодолевая его со-
противление.
Величина амплитуды колебаний свай и оболочек после срыва
сил трения зависит в основном от величины грузового момента экс-
центриков вибратора и массы вибросистемы и не превосходит зна-
чения, определяемого по формуле
.Qse
Qb + Qcb’
где Ло — амплитуда колебаний вибросистемы (вибратора, наго-
ловника и погружаемого элемента); QB— масса вибратора с наго-
ловником; Qcb — масса погружаемой сваи или оболочки.
293
Рис. 11.11. Вибропогружатель ВП-1:
1 — электромотор; 2 — шестерни; 3 — корпус;
4 — вал; 5 — подшипники; 6 — эксцентрики;
7 — конструкция крепления вибропогружателя
к свае (наголовник)
Погружению элементов с
развитой боковой поверх-
ностью и малой площадью
поперечного сечения (шпунт,
двутавры, полые стальные
трубы) в основном сопротив-
ляются силы бокового тре-
ния грунта, для преодоления
которых достаточны неболь-
шие амплитуды колебаний
(3—6 мм).
Критическая величина
амплитуды колебаний эле-
ментов, заглубляемых в пес-
чаные грунты, зависит от ча-
стоты колебаний: чем выше
частота, тем меньшая ампли-
туда требуется для срыва
сил трения грунта.
Для погружения тонко-
стенных элементов в песча-
ные грунты ориентируются
на создание более высоких
частот колебаний с неболь-
шими амплитудами. В гли-
нистые грунты, обладающие
вязкостью, погружают эле-
менты с большими амплитудами при низких частотах колебаний.
Основные затруднения вызывало погружение элементов со зна-
чительной площадью поперечного сечения, например свай сплош-
ного сечения, железобетонных оболочек. Решением этой проблемы
начали заниматься в мостостроении после создания в 1950—
1952 гг. в НИИМостов низкочастотных вибропогружателей ВП-1
(рис. 11.11) и ВП-3. В этих вибропогружателях число грузовых ва-
лов увеличили до четырех против двух в вибраторах БТ-5. Низкая
частота колебаний (408—455 циклов в 1 мин) в сочетании с боль-
шими моментами эксцентриков и амплитудами колебаний обеспе-
чила возможность погружения свай сплошного сечения от 25x25
до 45X45 см на глубину до 16 м в водонасыщенные песчаные
грунты.
Первые опыты погружения вибратором ВП-1 полых железобе-
тонных оболочек диаметром 1,2 и 0,92 м в песчаные грунты с вклю-
чением гальки были успешно проведены в процессе строительства
в 1952—1953 г. фундаментов мостов через реки Усу и Клязьму.
Дальнейший крупный шаг в развитии конструкций вибропогру-
жателей и практической проверки их возможностей был сделан со-
ветскими специалистами в период 1954—1957 гг. при строительстве
ряда больших мостов КНР, когда впервые были созданы и успеш-
но применены мощные вибропогружатели, предназначенные для за-
294
Таблица 11.12
Модели вибропогружателей
Параметры С-1003 (ВП-1) вп-зм ВП-30 ВП-80 ВП-160 ВП-170 ВП-170М ВП-250 ВУ-1,6 ВУ-3,0
Возмущающая си- 18,5 44,2 39— 51— 100— 100— 100— 184— 96 280—
ла, тс 57 91 160 170 169 280 340
Количество грузо- 4 4 4 4 8 8 8 2 4 4
вых валов, шт. 475-
Частота вращения 420 408 414— 408— 404— 408— 475— 540— 458
грузовых валов, об/мин Статический мо- 505 545 505 550 550 667 550
93 236 202 275 352 510 500 314— 346 994
мент эксцентриков, кгс-м 565
Мощность электро- двигателя, кВт 60 100 75 100 160 160 200 250 2X75 2x200
Масса вибропогру- жателя, т Габаритные разме- 4,5 7,2 6,1 9,2 11,2 13,3 13,3 11,0 11,9 27,6
ры, мм:
ширина 1150 1540 1759 1447 1226 1425 1425 1894 2700 4420
длина 875 1560 1822 1955 2050 2050 2050 2380 2700 5100
высота 1668 2130 1988 2432 3326 3750 3750 2232 1800 2430
глубления в разные грунты колодцев-оболочек диаметром до 5 м
включительно.
Используя накопленный опыт, на заводе мостостроительного
оборудования Главмостостроя Министерства транспортного строи-
тельства создали низкочастотные вибропогружатели разных моде-
лей (табл. 11.12) с узлом ступенчатого переключения скоростей
вращения грузовых валов. Вибропогружатели ВП-30 и ВП-80 име-
ют четыре, а ВП-160 и ВП-170 восемь грузовых валов.
Характерной особенностью вибропогружателя ВП-160 является
использование двухскоростной схемы вращения грузовых валов, из
которых половина валов вращаются с удвоенной скоростью. В итоге
возмущающая сила, направленная вниз, по величине превышает
силу, направленную вверх.
В конструкции вибропогружателя ВП-250 применены эксцентри-
ки, обеспечивающие возможность изменения величины грузового
момента от минимума до максимума во время работы путем отжа-
тия масла (через отверстие в грузовом валу) из полости составных
эксцентриков под воздействием центробежной силы. По мере ухо-
да масла подвижная часть эксцентриков удаляется от оси вращения
вала, увеличивая эксцентриситет, а следовательно, и суммарную
величину грузового момента. В вибропогружателе ВП-80 установ-
лены раздвижные эксцентрики, в конструкции которых вместо мас-
ла использованы пружины, сжимаемые центробежной силой по ме-
ре увеличения скорости вращения эксцентриков.
Применение раздвижных эксцентриков для вибропогружателей
ВП-80 и ВП-250 существенно облегчает их запуск при минималь-
295
ном значении грузового момента, а следовательно, минимуме силы
тока в электродвигателях.
Несомненный интерес представляет разработанный в НИИ мос-
тов вибропогружатель НВП-56 и разработанные в ЦНИИСе и вы-
пускаемые с 1963 г. вибропогружатель ВУ-1,6 (рис. 11.12) и с
1972 г. вибропогружатель ВУ-3. Отличительной особенностью этих
вибропогружателей является наличие проходного отверстия в цент-
ральной части конструкции, что позволяет извлекать грунт грейфе-
ром из полости оболочки, не снимая вибропогружателя.
Целесообразность устройства проходного отверстия наглядно-
подтверждается экономией времени, которое ранее затрачивалось
на снятие и установку вибропогружателей типа ВП. Так, при за-
глублении оболочки диаметром 1,6 м в пески средней плотности
грунт извлекали через каждые 2—4 м углубления, затрачивая на
каждое снятие и установку вибропогружателя 4—6 ч. При этом на
извлечение грунта затрачивалось 2—3 ч и 5—10 мин непосредствен-
но на процесс вибропогружения оболочек диаметром 1,6 м. Исклю-
чение затрат времени на периодическое снятие и установку вибро-
погружателя способствовало повышению в среднем в 2 раза произ-
водительности погружения оболочек.
Опыт длительной эксплуатации нескольких сотен вибропогру-
жателей, изготовленных Люберецким заводом мостостроительного
оборудования, показал, что наиболее слабым элементом их конст-
рукции являлись электродвигатели, которые не были рассчитаны на
работу в условиях вибрации, а иногда и виброударных воздействий,
возникающих в процессе погружения свай и оболочек. В результа-
те этого происходили разрушения электроизоляции и сгорание об-
моток, ослабление щеточной системы, повреждения чугунного кор-
пуса электродвигателя.
Для устранения отмеченных недостатков ЦНИИС совместно со-
Всесоюзным научно-исследовательским институтом электромехани-
ки (ВНИИЭМ) разработали специальные конструкции виброударо-
стойких электродвигателей, продолжительность чистой работы ко-
торых в вибропогружателях повысилась в 7—10 раз, в вибромоло-
тах— в 15—25 раз. Выпуск таких двигателей начат с 1962 г.
заводом «Динамо» и некоторыми другими заводами.
Вибропогружение оболочек состоит из чередующихся циклов
осаживания оболочки и удаления из ее полости грунта, который
начинают удалять после того, как прекращается заглубление обо-
лочки вследствие возросшего сопротивления образующегося в ее по-
лости грунтового ядра.
На время удаления грунта, а также наращивания очередной
секции вибропогружение прерывается.
После перерывов вибропогружение оболочек возобновляется
спустя некоторое время — в момент преодоления сил трения грунта
о боковую поверхность оболочек. Этот период может продолжаться
от нескольких минут до получаса в зависимости от свойств грунтов,
размеров оболочек и величины их заглубления в грунт, а главное,
от частоты и амплитуды колебаний вибросистемы.
296
Рис. 11.12. Вибропогру-
жатель ВУ-1,6 для за-
глубления в грунт оболо-
чек диаметром 1,6 м
Рис. 11.13. Наголовник
СН-60 для крепления
вибропогружателя к свае
d=0,6 м
Рис. 11.14. Автоматиче-
ский наголовник АСН-40
для крепления вибропо-
гружателя к призматиче-
ской свае:
1 — вибропогружатель; 2 —
трос от крюка крана к пру-
жине наголовника; 3 — за-
крытая пружина; 4 — корпус;,
5 — шарнир; 6 — зажимный
башмак; 7 — свая
В условиях нормального режима погружения оболочек при по-
стоянных параметрах вибратора и отсутствии в грунте твердых
включений скорость погружения, амплитуда колебаний, величина
тока и потребляемая двигателем мощность постепенно снижаются
по мере заглубления оболочек в грунт. Когда требуется увеличить
в таких случаях погружающую способность вибратора, принуди-
тельно повышают до номинала потребляемую мощность путем уве-
личения скорости вращения и момента эксцентриков с помощью
приводов, включаемых вручную.
Чтобы устранить отмеченный недостаток применяемых вибро-
погружателей, в 1969 г. по предложению ЦНИИСа был создан
вибропогружатель с автоматически изменяемыми в ходе погруже-
ния параметрами для обеспечения максимально возможной скоро-
сти заглубления оболочек при минимальных затратах мощности
путем регулирования частоты колебаний и грузового момента экс-
центриков на разных стадиях погружения оболочки. Например, при
возобновлении погружения оболочки в ряде случаев бывает целе-
сообразно увеличить возмущающую силу за счет изменения часто-
ты колебаний до величины, обеспечивающей преодоление сил боко-
вого трения грунта при сравнительно небольшом моменте эксцент-
риков. Затем в ходе погружения полезно увеличивать момент экс-
центриков, не изменяя частоты колебаний для поддержания мини-
297
мально необходимой амплитуды колебаний. Частота колебаний при
этом должна быть по возможности невысокой, чтобы обеспечить
наиболее эффективное преодоление сопротивления грунта под но-
жом оболочки и обеспечить ее нормальное погружение.
На производительность погружения свай и оболочек значитель-
ное влияние оказывает конструкция крепления к ним вибропогру-
жателя. Применяющиеся болтовые соединения, помимо ненадежно-
сти ввиду отвинчивания гаек под воздействием вибрации и необхо-
димости периодической подтяжки, требуют значительной затраты
труда и времени на снятие и установку вибропогружателя.
Разработанный в ЦНИИСе и выпускаемый заводом мостострои-
тельного оборудования безболтовой наголовник типа СН-60 (рис.
11.13) обеспечивает крепление вибропогружателя к полым сваям
диаметром 0,6 м путем зажатия клиньев между конусной частью
корпуса наголовника и сваей при помощи червячного редуктора
с приводом от электродвигателя. Применение такого наголовника
позволяет сократить в 8—10 раз затраты времени на крепление
вибропогружателя к свае.
Для призматических свай применяется бесприводный автомати-
ческий наголовник АСН-40 (рис. 11.14) с колодками, включенными
в самозаклинивающийся параллелограмм. Захват головы сваи
происходит автоматически при ослаблении тросов, устанавливаю-
щих вибропогружатель на сваю, благодаря действию заклиниваю-
щих пружин. На таком же принципе создан самозакрепляющийся
наголовник для установки вибропогружателя на оболочки диамет-
ром 1,6 м. Этот наголовник выполнен в виде цангового устройства,
захватывающего верхнюю часть оболочки с наружной и внутренней
сторон. .
При подъеме наголовника, жестко соединенного с вибропогру-
жателем, пружины сжимаются и клинья расходятся, что позволяет
надеть его на оболочку или снять с оболочки.
Если после этого освободить тросы подвешивания, то клинья
под действием силы тяжести и пружин опускаются вниз и заклини-
вают оболочку.
Во время погружения возмущающая сила, действующая вниз,
воспринимается торцом оболочки через наголовник. Сила, дейст-
вующая вверх, способствует еще большему заклиниванию его.
Наряду с разработкой, совершенствованием и внедрением мощ-
ных вибропогружателей, которые широко используют для заглуб-
ления оболочек, ЦНИИС проводил разработку вибрационных
молотов, предназначенных для заглубления в грунт стального
шпунта, свай из двутавров и труб, а также железобетонных свай
сплошного сечения. В результате были созданы и начат серийный
выпуск нескольких моделей вибромолотов разной мощности
(табл. 11.13).
Вибромолот (рис. 11.15) состоит из: литой ударной части с за-
крепленными к ней двумя вибростойкими электродвигателями, на
валах роторов которых насажены эксцентрики; рабочих пружин,
соединяющих ударную часть с опорной плитой; наковальни с на-
298
головником, предназначенным для
соединения опорной плиты вибро-
молота с погружаемым элемен-
том и передачи ему ударных им-
пульсов.
При синхронном вращении
эксцентриков в разные стороны
возникает направленная по осн
погружаемого элемента периоди-
ческая возмущающая сила, под
действием которой ударная часть
колеблется на пружинах, нанося
удары бойком по наковальне.
Вследствие того что наковальня
жестко соединена с наголовни-
ком, но свободно проходит в от-
верстие опорной плиты вибромо-
лота, ударные импульсы плитой
не воспринимаются, а передаются
непосредственно погружаемому
элементу через наголовник.
Рис. 11.15. Вибромолот:
/ — рама; 2 —ударная часть; 3 — элект-
ромотор; 4 — эксцентрик; 5 — пружина;
& —плита; 7 — наковальня; 8 — наго-
ловник
О эффективности работы вибромолотов можно составить представление на
основе результатов погружения стального шпунта разными способами.
Для устройства на берегу Невы ограждения котлована размерами в плане
43,5X28 м требовалось погрузить 400 т стального шпунта типа Ларсен 5. Берего-
вая стена ограждения состояла из шпунтин длиной 8 м, а русловая и боковые —
из 16-метровых шпунтин. В пределах берега верхний слой из намытого песка, дно
Таблица 11.13
Параметры Модели вибромолотов
С-834 С-835 С-836 С-467М ВМ-7У ВМ-9 ВМС-1 Ш-2 МШ-2
Возмущающая сила, тс 5,0 11,25 14,5 21,8 7,0 14,0 12,5 25,5 9,45
Частота вращения грузовых валов, об/мин 960 1440 960 960 1450 1440 730 970 970
Частота ударов в m ж TTtM ГЛ'Ч Т 480 483 485 490 1450 1440 730 970 970
минуту Максимальный мо- мент эксцентриков, кгс-см 536 500 1440 — 322 — 2300 2460 —
Количество элект- родвигателей, шт. 2 2 2 2 2 1 2 2 2
Мощность электро- двигателя, кВт Масса вибромоло- та, т 5,5 7,0 13,0 22,0 7,0 14,0 28 22 22
1,9 1,1 4,6 6,5 1,4 1,68 - 4,9 3,3 4,2
Примечание. Вибромолоты Ш-2 и МШ-2 применяют для выдергивания
стального шпунта и свай.
299
реки сложено суглинками и ленточными глинами с остатками берегоукрепитель-
ных сооружений.
Шпунтины длиной 8 м забивали дизель-молотом С-996 с ударной частыа
весом 1,8 тс. Средняя скорость погружения шпунта составляла 0,3 м/мин, а
максимальная производительность — шесть шпунтин в смену.
Шпунт длиной 16 м начали забивать на глубину от 11 до 15 м паровоздуш-
ным молотом одиночного действия с ударной частью весом 6 тс. Однако вскоре-
от этого молота пришлось отказаться, так как он деформировал шпунтины,.
искривлял ограждение и в ряде случаев не добивал шпунт до проектной отметки.
Дальнейшее погружение шпунта продолжали вибромолотом ВМС-1.
Вибромолот крепили к шпунтине с помощью разработанного в ЦНИИСе гид-
ронаголовника НГ-1. Соединение наголовника со шпунтиной осуществлялось
путем продавливания стенки шпунтины и образования в ней двух углублений
под воздействием усилия 100 тс, создаваемого поршнем гидроцилиндра при
давлении в гидросистеме до 250 кгс/см2.
Вибромолотом ВМС-1 с гидронаголовником НГ-1 было погружено в грунт
со средней скоростью 1,2 м/мин 300 т шпунта, что в несколько раз больше ско-
рости погружения молотами.
Успешный опыт создания и применения вибропогружателей и вибромолотов
разной мощности в СССР способствовал развитию свайной вибротехники за
рубежом. В связи с широким использованием в зарубежной практике фундамен-
тостроения стальных тонкостенных элементов, в том числе шпунта и труб, там
создавались вибропогружатели с высокой частотой вибрации, предназначенные-
для погружения именно таких элементов.
Фирмы «Шенк» и «Мюллер» (ФРГ) создали высокочастотные вибропогружа-
тели (табл. 11.14) бестрансмиссионного типа, в которых эксцентрики вмонтиро-
ваны непосредственно на концах валов роторов двух электродвигателей. Эти
Таблица ill.14
Фирма, страна Модель вибропогружателя Мощность электро- двигателя, кВт Частота колебаний в 1 мин Возму- щающая сила, тс Масса вибропо- гружателя г т
«БСП-Мюллер» (Англия) MS-26(50) MS-26(60) 2X27 2X27 1430 1760 30 44 4,7 4,7
«Менк» (ФРГ) MVB-44-30 74 3000 44 3,9
«Мюллер - Греде» (ФРГ) MS-26D MS-120 108 120 1500 1010—2170 64 75—91 7,3 9,6
«Шенк» (ФРГ) DR-40 DR-60 54 80 1500 2350 28 60 3,7 7,2
«Мицубиси» (Япония) V-4 V-5 75 150 1470 980 42 61 6,0 15,0
«КСК» (Япония) VPA-100H VPA-100HL VPC-200H VPC-200L 75 75 2X75 2X75 900 1000 850 500 46 50 97 84 5,6 8,0 12,5 13,5
300
вибропогружатели оснащены амортиза-
торами, встроенными в подвеску, что
связано с их частым использованием для
извлечения стального шпунта.
Вибропогружатели многих фирм
выпускаются с гидравлическим наголов-
ником со сменными прижимными колод-
ками. Управление наголовником и вибро-
погружателем дистанционное с пульта
управления.
В Японии начали создавать и се-
рийно выпускать вибропогружатели по-
сле того, как японские фирмы в 1961 г.
начали импортировать из СССР вибро-
погружатели ВП-1. К настоящему вре-
мени в Японии создано несколько десят-
ков моделей низкочастотных и высоко-
частотных вибропогружателей разной
мощности (см. табл. 11.11).
Характерной особенностью японских
вибропогружателей является наличие
мощных амортизаторов (рис. 11.16) и
полуавтоматических или автоматических
захватов. Применение амортизаторов
устраняет опасность повреждения кранов
силами вибрации, которые передаются от
подвешенных к ним вибропогружателей
в период их работы. Наличие захватов,
исключая необходимость ручного труда,
способствует значительному ускорению
крепления вибраторов к погружаемым
элементам.
Рис. 11.16. Вибропогружатель с пру-
жинным амортизатором:
1 — вибропогружатель; 2 — электромотор;
3 — подвеска; 4 — амортизатор
За время, прошедшее после 1955—1958 гг., в отечественном
фундаментостроении накоплен значительный опыт вибропогруже-
ния свай и оболочек в разные грунты, выявлены области и условия
эффективного применения вибропогружателей, освоена технология
работ. Проводятся исследования по дальнейшему совершенствова-
нию применяемых и созданию новых конструкций вибропогружа-
телей и вибромолотов.
Для погружения полых и сплошного сечения свай, а также
стального шпунта наиболее часто использовали вибропогружатели
ВП-1, ВП-3, ВП-30, для оболочек диаметром до 2 м — вибропогру-
жатели ВП-30, ВП-80, ВП-170. Спаренные вибропогружатели
ВП-170 и ВП-250 применяли для заглубления колодцев-оболочек
диаметром более 2 м. Вибропогружатель ВУ-1,6 использовали для
заглубления оболочек диаметром 1,6 м, а ВУ-3 — для колодцев-
оболочек диаметром 3 м.
Из многочисленных наблюдений за вибропогружением свай и
оболочек в разных геологических условиях было установлено, что
наиболее интенсивное заглубление свай с закрытым нижним кон-
цом происходит в песчаных и слабых связных грунтах. В плотных
и средней плотности связных грунтах вибропогружение свай ока-
зывается неэффективным. В этих случаях более эффективны виб-
ромолоты.
301
Быстрое вибропогружение наблюдалось в момент преодоления
сил трения по боковой поверхности свай и оболочек, если сопротив-
ление грунта вдавливанию их нижнего конца было незначитель-
ным. С увеличением заглубления в грунт резко возрастало сопро-
тивление под торцом свай и оболочек, и поэтому их погружение
замедлялось, а затем и совсем прекращалось. Сопротивление воз-
растало вследствие прекращения отжатия грунта из-под торца по-
гружаемых оболочек: во внутреннюю сторону из-за увеличения вы-
соты грунтового ядра, а во внешнюю в результате увеличения
бокового отпора грунта по мере заглубления ножа оболочек. Про-
должающееся вибрирование производило трамбование грунта тор-
цом оболочки, увеличивая его сопротивление сжатию.
Для облегчения погружения оболочек применяли подмыв или
из их полости удаляли грунт до уровня ножа, а иногда и ниже его.
Весьма характерные явления наблюдались при каждом очеред-
ном запуске вибропогружателей после длительного перерыва, свя-
занного с наращиванием очередной секции оболочки. В ходе раз-
гона двигателей, а следовательно, и эксцентриков амплитуды коле-
баний оболочек были в пределах нескольких миллиметров и
погружения не происходило. В момент преодоления сил трения
грунта резко возрастали амплитуды колебаний и оболочка начи-
нала погружаться, при этом наблюдался скачок в величине потреб-
ляемой мощности, что отмечалось увеличением силы тока. На не-
которых стройках, когда применяли вибропогружатели без пульта
управления, оснащенного защитным тепловым реле, были случаи
перегрева и сгорания обмоток электродвигателей, особенно в пе-
риод интенсивного погружения оболочек.
Внезапное возрастание амплитуды колебаний при отсутствии
погружения сваи и оболочки возникает при встрече их низа с ва-
луном или тонкой скальной прослойкой. В этом случае вибропо-
гружатель выключают и принимают меры по преодолению встре-
ченного препятствия.
Подобные явления наблюдаются при заглублении свай и обо-
лочек в галечно-валунные и моренные отложения.
Чтобы обеспечить успешное погружение оболочек на проектную
глубину и не допустить их повреждения, рекомендуется оптималь-
ный тип вибропогружателя выбирать на основании данных табл.
11.15 при соблюдении следующего условия
где К — момент эксцентриков вибропогружателя, тс-см; ц—
коэффициент, принимаемый в диапазоне от 0,7 для рыхлых и плас-
тичных грунтов до 1,1 для плотных грунтов; Q — суммарный вес
вибропогружателя, наголовника и оболочки, тс.
Выбирая тип вибропогружателя, следует учитывать, что для за-
глубления оболочек в рыхлые несвязные, текучепластичные и мяг-
копластичные связные грунты следует применять вибропогружате-
ли с более высокой частотой колебания (500—600 циклов в 1 мин);
для заглубления в плотные грунты, особенно в тугопластичные гли-
ны, предпочтительна меньшая частота колебаний (300—500 циклов
в 1 мин).
302
Таблица 11.15
Лиа метр оболочек, м Мягкопластичные глины и суглинки, рыхлые пески Тугопластичные глины суглинки, пески средней плотности Полутвердые глины и су- глинки и плот- ные пески
Тип вибропогружателя при глубине погружения, м
до 15 до 25 до 15 до 25 до 15
1,0—1,2 ВП-30 вп-з ВП-30 ВП-30 ВП-80 ВП-80
1,2—1,6 ВП-30 ВП-80 ВУ-1,6 ВП-80 ВУ-1,6 ВУ-1,6 ВУ-1,6
' 1,6—2,0 ВП-80 ВУ-1,6 ВУ-1,6 ВП-160 ВУ-1,6 ВП-160 ВУ-1,6 ВП-170 ВУ-1,6 ВП-170
2,0—3,0 ВП-160 ВП-170 ВП-170 ВУ-3 2ВП-170 ВП-250 ВУ-3 2ВП-170 ВП-250
Вибропогружение оболочек следует вести по поточной техноло-
гии, обеспечивающей существенное повышение производительности
труда и сокращение простоев оборудования. Для этого в работе
одновременно должны находиться четыре оболочки, на каждой из
которых последовательно производят одну из следующих операций:
установку оболочки в направляющее устройство, наращивание оче-
редной секции, крепление к оболочке вибропогружателя и ее по-
гружение, извлечение грунта из полости оболочки.
Оболочки рекомендуется погружать залогами (периодами) с
остановками для контроля состояния крепления вибропогружате-
ля к наголовнику и наголовника к оболочке, а также с целью осты-
вания нагревающихся электродвигателей вибропогружателя. Что-
бы не допускать перегрева электродвигателей, следует ограничи-
вать продолжительность работы вибропогружателей (табл. 11.16).
Для предотвращения сгорания изоляции обмоток электродви-
гателей вследствие падения напряжения в питающей сети до 360 В
запрещается работать вибропогружателями, не имеющими на пуль-
те управления вольтметра и амперметра.
Погружение оболочек в слабые грунты, а также их осажива-
ние в скважины должно осуществляться на первой скорости вра-
щения эксцентриков. Если оболочки погружают в плотные и сред-
ней плотности грунты, то у работающего (на второй или третьей
скоростях) вибропогружателя сопротивления рекомендуется выво-
дить (выключать) в течение 30—60 с.
После длительных перерывов (от нескольких часов до несколь-
ких десятков часов) возобновление погружения оболочек связано
303
Таблица 11.16
Таблица 11.17
Напряжение на пульте управле-
ния, В
Грунты
Избыточное давление
воды в полости обо-
лочек, тс/ма
Максимальная продолжительность
работы вибропогружателя, мин
верти-
кальных
наклонных
60
100
по
15
10
3
3
2
0,5
Рыхлые
Средней плотности
Плотные
5,0
4,0
3,5
6,0
5,0
4,0
8
5
2
с необходимостью преодоления (срыва) значительных сил трения
грунта о боковую поверхность оболочек. В песках срыв происходит
в течение нескольких десятков секунд, а в пластичных глинах и су^
глинках — 15, а иногда и 25 мин.
Чтобы ускорить срыв трения грунта, целесообразно вначале до-
вести обороты электродвигателей до максимума, а затем периоди-
чески уменьшать и увеличивать число оборотов двигателей.
В момент срыва сил трения грунта иногда наблюдается резкое
увеличение амплитуд колебаний и силы тока, а также скачкооб-
разное возрастание скорости погружения. В таких случаях для
предотвращения значительной перегрузки двигателя следует быст-
ро уменьшить число оборотов, а затем постепенно довести до номи-
нального.
Там, где по грунтовым условиям возможно, оболочки рекомен-
дуется погружать на проектную глубину без выемки грунта из
их полости. При недостаточной мощности вибропогружателя, а
также в случае заглубления оболочек в плотный грунт необходи-
мо его периодически удалять. Несвязные грунты рекомендуется
удалять грейфером или эрлифтом, как правило, до уровня ножа
оболочки. Плотные связные грунты можно разрабатывать грейфе-
ром ниже ножа на 2 м и более. В процессе удаления грунта требу-
ется следить за тем, чтобы уровень воды в полости оболочки и за
ее пределами был примерно на одной отметке, обеспечивая при не-
обходимости долив воды, особенно во время разработки грунтов
эрлифтами или гидроэлеваторами.
Для увеличения скорости погружения оболочек в песчаные и
крупнообломочные грунты с песчаным заполнителем рекомендует-
ся удалять грунт на 2—3 м ниже ножа погружаемой оболочки, обе-
спечивая устойчивость боковой поверхности разрабатываемой
скважины избыточным давлением воды, создаваемым путем доли-
ва ее в полость оболочки до отметки, превышающей уровень грун-
товой или поверхностной воды (табл. 11.17).
Избыточное давление необходимо поддерживать в течение все-
го времени наличия скважины, как в процессе виброосаживания
оболочки, так и в период разработки и удаления грунта из сква-
жины.
304
Интенсивность долива воды устанавливают в каждом конкрет-
ном случае по результатам пробной заливки воды в оболочку. Что-
бы не допустить понижения уровня воды в оболочке ниже мини-
мально допустимого, необходимо иметь запасной насос, включае-
мый в работу в случае непредвиденной остановки основного
насоса. Для исключения возможности прорыва воды наружу из-под
ножа оболочки она должна быть заглублена в грунт не менее 4 м.
Перед наращиванием очередной секции низ оболочки следует
заглубить (осадить) в грунт так, чтобы в ее полости образовалось
грунтовое ядро высотой 0,5—1,0 м. В этом случае при понижении
уровня воды в связи с приостановкой долива не произойдет наплы-
ва грунта в оболочку.
На последнем залоге вибропогружения низ оболочек должен
быть заглублен на 0,5—1,0 м в грунт природного сложения с целью
создания грунтовой пробки, препятствующей разуплотнению осно-
вания после снижения до нуля избыточного давления воды.
Скорость виброосаживания оболочек в опережающие скважины,
разрабатываемые (ниже ножа оболочек) в плотных и средней
плотности несвязных грунтах, значительно превышает скорость по-
гружения оболочек с применением подмыва, но без устройства опе-
режающих скважин. Поэтому подмыв грунта рекомендуется при-
менять в исключительных случаях, когда устройство опережающих
Таблица 11.18
Глубина воды в полости обо- лочки, м Скорость по- гружения обо- лочки, см/мин Амплитуда колебаний верхней части оболочки, мм Причины на- рушения нор- мального ре- жима вибро- погружения Характер возможных повреждений оболочки Рекомендуемые меры по предотвращению повреждения оболочек
Любая 1-5 1—3 Защемление низа оболоч- ки силами трения грунта Горизонтальные трещины от растяже- ния бетона в преде- лах незащемленной грунтом части обо- лочки Удалить грунт ни- же ножа оболочки. Применить подмыв грунта по боковой по- верхности оболочки
> 1 10 и больше Встреча низа оболочки с препятстви- ем и воз- никновение виброудар- ного режи- ма погру- жения Продольные тре- щины от сжатия бе- тона преимуществен- но в пределах нижней части оболочки Удалить (или раз- бурить) препятствие из-под оболочки
5 м и более 5-20 5—10 Гидравли- ческий удар в полости оболочки Продольные тре- щины от растяжения бетона вблизи поверх- ности грунтовой проб- ки в полости оболочки Удалить грунт ми- нимум до уровня но- жа
305
скважин не обеспечивает достаточного эффекта, например при не-
обходимости вибропогружения оболочек в пески средней плотности
на глубину более 40 м.
Нормальный режим вибропогружения оболочек характеризу-
ется заглублением их в грунт со скоростью 0,2—0,5 м/мин и более
с амплитудой колебания (верхней части оболочек) 5—10 мм. При
существенных отклонениях от нормального режима в оболочках
могут возникнуть продольные и поперечные трещины (с раскрыти-
ем от десятых долей миллиметра до нескольких сантиметров)
вследствие защемления их грунтом, встречи с препятствием, а так-
же от воздействия гидравлического удара. Чтобы не допустить по-
явление трещин, заглубление оболочек необходимо прекращать
сразу после выявления нарушений режима вибропогружения и
возобновлять после их устранения (табл. 11.18).
§ 11.5. Меры по облегчению заглубления в грунт
свай и оболочек
В ряде случаев использование имеющегося в наличии погру-
жающего оборудования не обеспечивает заглубления свай и обо-
лочек до проектной отметки. Поэтому приходится принимать раз-
личные меры по облегчению их заглубления в разные нескальные
грунты. В зависимости от характера воздействия на погружаемые
элементы и окружающий грунт эти меры можно условно объеди-
нить в три группы.
К первой относятся меры, направленные на преодоление одно-
временно сил сопротивления грунта внедрению наконечника сваи
или оболочки и сил трения грунта о их боковую поверхность за
счет применения более мощного или более эффективного погружа-
ющего оборудования. Размыв грунта под нижним концом сваи или
оболочки и удаление грунта из полости оболочки до уровня ее но-
жа и ниже составляют вторую группу мер. Применение подмыва
по боковой поверхности погружаемых элементов или использова-
ние оклеенных и обмазочных материалов с целью уменьшения сил
трения грунта можно объединить в третью группу мер, способст-
вующих облегчению погружения свай и оболочек.
Возможность и целесообразность осуществления одной в от-
дельности или нескольких мер в разных сочетаниях устанавлива-
ют по результатам технико-экономического анализа возможных
вариантов, составляемых с учетом размеров и глубины погружения
элементов, физических свойств грунтов, особенностей применяемо-
го оборудования и технологии работ. Так, например, увеличение
мощности сваебойных молотов будет способствовать ускорению
погружения свай. Однако при этом необходимо учитывать возмож-
ность появления трещин в бетоне и разрушения голов свай, особен-
но в случае забивки свай с закрытым нижним концом в песчаные
грунты без применения подмыва грунта. Если применить подмыв,
то увеличивать мощность молота сверх требуемой не понадобится.
В свою очередь, подмыв может не потребоваться, если сваи погру-
306
жать в песчаные грунты вибратором. В качестве иллюстрации к
сказанному приводится два характерных примера погружения по-
лых свай в песчаные и глинистые грунты.
В месте сооружения одной большой эстакады под 3-метровым
слоем песка залегают песчано-гравелистые грунты. В процессе
пробной бойки молотом одиночного действия с ударной частью
весом 6 тс полые железобетонные сваи диаметром 0,6 м с закры-
тым нижним концом были погружены на 4—5 м. В связи с отсутст-
вием воды вблизи места работ подмыв применить не удалось. По-
этому взамен молота применили вибропогружатель ВП-З, который
обеспечил погружение более 400 свай на глубину 10 м без подмыва.
При испытательной нагрузке 200 тс предельная несущая спо-
собность свай не была достигнута.
Во время проведения опытных работ по выявлению эффектив-
ности разных способов заглубления свай низкочастотной вибропо-
гружатель с возмущающей силой 90 тс смог заглубить на 5 м в
плотные глины полую железобетонную сваю диаметром 55 см с
закрытым нижним концом. Дальнейшие попытки увеличить заглуб-
ление сваи привели к отрыву от арматуры стыкового фланца сваи,
к которому был жестко закреплен вибропогружатель. После устра-
нения повреждений головы сваи она была дополнительно заглуб-
лена на 5 м в плотные глины молотом одиночного действия с удар-
ной частью весом 6 тс.
Приведенные примеры, а также многолетний опыт строительст-
ва фундаментов показывают, что в плотные и средней плотности
связные грунты наиболее эффективно сваи заглублять молотами,
а в пески — вибраторами.
Если используют вибраторы для погружения на значительную
глубину свай и оболочек большой длины, необходимо учитывать,
что амплитуды колебаний их верхней и нижней части различны.
Вследствие упругих свойств материала, наличия сил бокового тре-
ния грунтов, а иногда и неплотностей во фланцево-болтовых стыках
секций амплитуда уменьшается по мере заглубления оболочки в
грунт. Особенно большое затухание амплитуды наблюдается при
заглублении элементов в грунт на 20 м и более. В ряде случаев,
в том числе при возобновлении погружения после перерывов, свя-
занных с наращиванием очередной секции, колебания от воздей-
ствия вибропогружателя не достигают низа сваи или оболочки и
они не могут быть погружены до заданной отметки, несмотря на
продолжительную их вибрацию. В подобных случаях ориентиру-
ются на применение предварительно напряженных железобетонных
элементов или подмыва грунта в их нижней части и по боковой
поверхности.
Снижение эффективности вибропогружения наблюдалось также
при недостаточной жесткости конструкции наголовника и слабом
прикреплении его к погружаемой оболочке, вследствие чего значи-
тельная часть энергии вибратора расходовалась на упругую дефор-
мацию наголовника, а наличие неплотностей не обеспечивало воз-
можность поднятия оболочки вверх на величину амплитуды, т. е.
307
создать колебательные движения, без которых нельзя преодолеть
силы сопротивления трения грунта по боковой поверхности и под
нижней частью погружаемой оболочки.
Применение подмыва грунта на контакте со сваями и оболочка-
ми способствует значительному облегчению их погружения в раз-
ные нескальные грунты, за исключением твердых и полутвердых
связных грунтов и галечно-валунных отложений. Подмыв таких
связных грунтов не допускается потому, что их структура на кон-
такте с боковой поверхностью значительное время не восстанав-
ливается, а наличие оставшейся воды в местах ее выхода на по-
верхность способствует размягчению этих грунтов и как следствие
существенному снижению их несущей способности. Все погружен-
ные с подмывом сваи подлежат добивке (при отключенном подмы-
ве) до получения расчетного отказа. В галечно-валунных отложе-
ниях, как правило, не удается погрузить подмывные трубы, не
говоря о том, что крупные фракции таких грунтов в условиях мас-
сива не могут смещаться под действием напорной воды.
Для осуществления подмыва грунта используют стальные тру-
бы диаметром от 40 до 100 мм, иногда и больше, укрепляемые
вдоль погружаемого элемента: одна-две для свай; четыре и боль-
ше для оболочек. Чтобы повысить эффективность размыва грунта,
на нижнем конце труб крепят на сварке или резьбе наконечник с
центральным отверстием и несколькими боковыми отверстиями.
В зависимости от физических свойств грунтов и глубины по-
гружения свай и оболочек на каждую подмывную трубу требуется
обеспечить подачу воды с расходом от 30 до 200 м3/ч при давлении
от 5 до 20 кгс/см2.
Подмывные трубы, располагаемые снаружи свай и оболочек,
крепят к ним с помощью объемлющих хомутов. Иногда в качестве
направляющих устройств для труб используют гнезда, устраива-
емые в ячейках направляющего каркаса. В этом случае подмывные
трубы объединяют в общую батарею, имеющую вверху трубчатый
коллектор с подключенным к нему подводящим воду шлангом. По
такой схеме осуществляли подмыв оболочек диаметром 1,37 м, ко-
торые погружали на глубину до 20 м при строительстве моста через
оз. Понтчартрейн. Для погружения каждой оболочки применяли
две батареи трубок по четыре в каждой, нижние концы которых
в одной батарее находились вблизи ножа оболочки, а во второй
батарее — на расстоянии от низа, равном примерно половине за-
глубления оболочки в грунт. При таком подмыве оболочки погру-
жали под действием силы тяжести на значительную глубину и
лишь несколько последних метров допогружали молотом с подмы-
вом, а затем подмыв отключали и 1—2 м добивали оболочку до
получения расчетного отказа.
Двухъярусное расположение низа подмывных труб применяют
по аналогии с использованием подмыва при опускании колодцев
на большую глубину. Объясняется это тем, что в случае вынужден-
ного перерыва в работе подмывной системы происходит уплотнение
грунтов, особенно несвязных, на контакте с боковой поверхностью
308
труб и при повторной подаче воды, последняя устремляется в на-
правлении наименьшего сопротивления, т. е. в полость оболочек,
особенно если их погружают с периодической выемкой грунта.
При двухъярусном расположении труб вначале возобновляют по-
дачу воды в трубы верхнего яруса, а затем нижнего. При этом тру-
бы верхнего яруса несколько раз опускают вниз, чтобы облегчить
выход воды на поверхность из труб нижнего яруса.
Чтобы сократить количество подмывных труб за счет отказа от
второго их яруса, к подмывным трубам нижнего яруса присоединя-
ют трубки диаметром 20—30 мм для подачи сжатого воздуха, ко-
торый, поднимаясь вверх, облегчает проход воды вдоль боковой
поверхности погружаемого элемента даже после перерыва в пода-
че воды. Для этого низ подмывных труб располагают на 0,5—1,0 м,
а низ воздушных трубок — на 1,0—1,5 м выше ножа оболочек.
Очень часто после перерывов в подаче воды в нижней части
подмывных труб скапливался песок слоем 0,2—0,5 м, который, об-
разовав пробку, препятствовал выходу воды из наконечника. Из-за
этого приходилось подмывные трубы извлекать на поверхность,
очищать от песка, а затем снова погружать в первоначальное по-
ложение, затрачивая непроизводительно несколько часов на эту
работу.
После прекращения подачи воды пульпа из взмученных частиц
грунта как более тяжелая, отжимая воду, заходила в трубу сквозь
отверстия в наконечнике. С течением некоторого времени частицы
песка выпадали из пульпы, создавая пробку, которая затем пре-
пятствовала выходу воды.
Специально проведенными опытами было установлено, что проб-
ка в трубах не образуется, если нет утечки воды из подводящей
сети. Для этого после прекращения подачи воды сразу плотно за-
крывали задвижку на подводящей магистрали и пульпа не могла
отжать воду из подмывных труб и занять ее место.
Чтобы не допустить засорения подмывных труб, в их наконеч-
нике ставят обратный клапан простейшей конструкции, состоящий
из конуса и пружины.
Под действием давления воды конус отжимается, а при отсут-
ствии давления возвращается в исходное положение, предотвращая
возможность поступления в трубу пульпы.
Несмотря на положительные результаты применения подмыва
грунта для облегчения погружения оболочек, следует считать эту
меру вынужденной и экономически неоправданной, поскольку для
достижения существенного эффекта необходимо обеспечить одно-
временный размыв грунта на контакте с боковой поверхностью и
ножом оболочки. Для этого требуется обеспечить подачу воды с
расходом 60—100 м3/ч на 1 м периметра оболочки при давлении до
10 кгс/см2, на что требуется значительная затрата энергии. Кроме
того, нужны насосы и водоразводящая сеть, использование кото-
рых при отрицательных температурах воздуха связано с необходи-
мостью дополнительных затрат материалов и труда на утепление
этих устройств.
309
Поэтому для облегчения погружения оболочек ориентируются
на другие, более эффективные и менее дорогие меры, к которым
•относятся опережающая разработка грунта и заглубление оболо-
чек в предварительно пробуренные скважины.
Высокая эффективность опережающей разработки грунта на 1—2 м и более
ниже ножа погружаемых оболочек диаметром свыше 1,6 м подтверждена при
строительстве фундаментов мостов через реки Сев. Двину и Волгу. В этих слу-
чаях тугопластичные глинистые грунты разрабатывали ниже ножа оболочек на
несколько метров. Оползания таких грунтов не происходило, несмотря на то, что
уровень воды в оболочке был такой же, как и в реке.
Для предотвращения оползания несвязных грунтов, разрабатываемых ниже
оболочки, в ее полость постоянно заливали воду до уровня на 4—6 м, превыша-
ющего уровень акватории. Несмотря на виброосаживание оболочки, больших
наплывов грунта не наблюдалось.
Об эффективности опережающей разработки грунта по сравнению с подмы-
вом можно судить на основе анализа производительности погружения оболочек
диаметром 1,6 м в водонасыщенные средние пески на глубину 20 м. В такие
грунты оболочки от воздействия вибропогружателя ВП-160 без выемки грунта
из их полости заглубляли на 4—6 м. После циклической выемки грунта из обо-
лочки до уровня на 0,5—1,0 м выше ножа их удавалось заглубить дополнительно
на 8—10 м. Применение подмыва грунта путем подачи воды с расходом 80 м3/ч
и давлением до 10 кгс/см2 через подмывную трубу, низ которой располагался по
центру оболочки на 1,0—1,5 м ниже ее ножа, приводило в период работы вибро-
погружателя к наплыву грунта в полость оболочки. Вследствие этого эффект
вибропогружения резко снижался. Кроме того, непроизводительно затрачивались
время и средства на удаление наплывшего грунта. Аналогичное явление наблю-
далось при использовании четырех подмывных труб, равномерно расположенных
по периметру оболочки и заглубленных на 1,0—1,5* м ниже ее ножа. Чтобы
исключить возможность наплыва грунта, низ труб располагали на 0,5—1,0 м
выше ножа оболочек. В этом случае наплыв грунта не происходил, но оболочки
заглублялись со скоростью 5—10 см/мин до тех пор, пока в полости оболочки не
создавалась грунтовая пробка высотой 1,5—2,0 м. После этого скорость погруже-
ния уменьшалась до 1—2 см/мин, т. е. величины, при которой нецелесообразно
эксплуатировать вибропогружатель, а главное, возникает опасность появления
трещин в бетоне оболочек.
С опережающей на 1,0—1,5 м ниже ножа разработкой грунта оболочки по-
гружали со скоростью 10—30 см/мин. Для этого в период разработки грунта и
виброосаживания в полость оболочки постепенно доливали воду до уровня, на
4,0—4,5 м превышавшего отметку акватории.
Затраты электроэнергии на работу вибропогружателя и осуществление под-
мыва на 1 м погружения оболочек в 2—4 раза превышали затраты- электроэнер-
гии на погружение оболочек с опережающей разработкой грунта. К этому сле-
дует добавить и более высокую скорость заглубления оболочек. Таким образом,
для облегчения погружения оболочек целесообразно ориентироваться, как пра-
вило, на применение опережающей разработки грунта, тем более эта технология
работ ’ является единственной для случаев заглубления оболочек в круп-
нообломочные отложения или несвязные грунты, разрабатываемые подводным
способом.
Однако иногда способ опережающей разработки грунта не дает ожидаемого
эффекта. Так, например, при строительстве ограждающих стен одного гидроузла
были проведены опытные работы по вибропогружению оболочек диаметром 1,6 м
на 24—28 м в лёссовидные суглинки с включением пластов мелких песков мощ-
ностью до 4 м и прослоями низкопрочного известняка толщиной до 2 м. Для
возможности виброосаживания оболочек сквозь нх полость предварительно раз-
буривали прослои известняков ударно-канатным способом с применением долота
диаметром 1,3 м и массой 3 т. Но из-за того, что габарит в свету скважины в
известняке при такой технологии получался меньше диаметра оболочек, на за-
глубление каждой из двух опытных оболочек было затрачено в общей сложно-
сти по 30 смен.
310
Проведением этих опытных работ была подтверждена практическая и эко-
номическая нецелесообразность вибропогружения оболочек с опережающим раз-
буриванием скальных прослоек ударно-канатным способом. Неприемлемость
такой технологии объясняется тем, что оставшиеся от ударно-канатного бурения
неровности на боковой поверхности скважины в скальной породе приходилось
разрушать ножом оболочки, воздействуя на нее вибропогружателем. В резуль-
тате этого нижняя часть оболочки могла быть значительно повреждена или
разрушена, что недопустимо, поскольку оболочки не подлежали заполнению бе-
тонной смесью.
Из-за отсутствия станка, которым можно разбурить в прослоях известняка
скважины до диаметра, превышавшего на 5—10 см диаметр оболочек, было-
решено вначале бурить скважины диаметром 1,7 м, а затем в них опускать
оболочки. Для бурения скважин использовали станок ЦНИИСа (см. § 12.2).
Скальные прослойки разбуривали долотом, которое сбрасывали краном с высо-
ты 3—4 м. Поскольку боковая поверхность скважин в процессе их бурения не-
была обсажена оболочкой, то для предотвращения оплывания песков в скважины
постоянно доливали воду до уровня, превышавшего на 4 м уровень грунто-
вых вод.
На полный цикл работ по бурению скважины, опусканию в нее оболочки
затрачивали вначале четыре-пять смен, а затем по мере освоения этой техноло-
гии— две-три смены. Таким способом на строительстве ограждающих стен в.
пределах суходола было погружено более 1000 оболочек.
Ускорению работ по заглублению оболочек способствует значи-
тельно более производительная разработка грунтов, особенно связ-
ных, буровыми станками по сравнению с грейферами. Так, напри-
мер, буровой станок удаляет глинистый грунт из скважины диа-
метром 1,7 -м с интенсивностью 8—10 м3/ч, а применяемый грейфер
емкостью 0,25 м3 — с интенсивностью 1—2 м3/ч.
Если из полости вертикально погружаемых оболочек глинистые
грунты можно удалять грейферами, то для удаления таких грунтов-
из наклонных оболочек нужны виброгрейферы или грейферы при-
нудительного заглубления, которых еще нет в необходимом коли-
честве в строительных организациях, если не считать нескольких
опытных образцов. Поэтому при строительстве фундаментов моста
через р. Обь для наклонных бурообсадных свай-столбов с уширен-
ной пятой стальные гильзы диаметром 1,42 м и длиной до 28 м
приходилось заглублять в предварительно пробуренные скважины.
В настоящее время способ заглубления оболочек с выемкой
грунта в предварительно пробуренные скважины диаметром до*
1,7 м является наиболее производительным из применяемых. Этот
способ исключает возможность повреждения оболочек в результате
неправильного применения вибропогружателей или молотов.
Кроме достоинств, этому способу свойственны и недостатки, из
которых наиболее существенным следует считать необходимость
выполнения дополнительных работ по обеспечению доброкачест-
венного заполнения зазора между боковыми поверхностями сква-
жин и оболочек, а также уменьшению степени разуплотнения грун-
та в уровне их низа.
Для устранения этого недостатка установленную в скважину
оболочку допогружают, заглубляя ее низ на 1—2 м в несущий пласт
грунта. Если скважину бурили в песчаном грунте с применением
избыточного давления воды, то перед допогружением уровни воды
311
в зазоре и акватории выравнивают, удалив инвентарную обсадную
трубу из верхней части скважины.
Вследствие устранения избыточного давления воды происходит
оплывание песка в полость зазора между поверхностями скважины
и оболочки, который затем уплотняется под воздействием молота
или вибропогружателя.
Если скважины пробурены в глинистых грунтах или в грунтах
с включением мощных слоев глины, то зазор между оболочкой и
поверхностью скважины заполняют, инъектируя песчаноцементный
раствор. Такой способ применен при строительстве фундаментов
моста через оз. Маракайбо. В скважины диаметром 1,5 м опуска-
ли железобетонные оболочки диаметром 1,35 м. В зазор между ни-
ми и поверхностью скважины заливали раствор, затем под нижнюю
часть оболочек, закрытую перфорированным стальным диском,
подавали под давлением до 40 кгс/см2 цементный раствор, кото^
рый, заполняя пустоты под торцом оболочек, обжимал грунт
основания.
Многолетний опыт строительства фундаментов показывает, что
наиболее эффективным способом облегчения погружения свай в
большинство нескальных грунтов является их подмыв с использо-
ванием одной центрально расположенной подмывной трубы или
двух, размещенных симметрично вдоль боковой поверхности погру-
жаемой сваи. *
Повышению интенсивности погружения свай способствует уве-
личение давления воды на выходе из подмывных труб. Однако чем
выше давление воды, тем больше разрыхляется окружающий сваю
грунт, поэтому во всех нормативных документах включено требо-
вание о необходимости добивки до требуемого отказа всех свай,
погружаемых с подмывом. Если это требование не выполняется,
то при расчетных нагрузках осадки свай могут достигать несколь-
ких десятков сантиметров.
О повышении эффективности подмыва с увеличением давления воды можно
составить представление по результатам опытного погружения свай одного
фундамента, построенного в месте залегания полускальных пород, в процессе
сооружения первого моста через р. Янцзы. Одна русловая опора сооружена на
фундаменте из 116 полых свай центрифугированного изготовления диаметром
55 см, погруженных на глубину до 22 м в разрушенные углистые сланцы с про-
слойками глинистых сланцев и включениями большого количества очень прочно-
го кремня. Дно лишено наносных отложений. Разность отметок поверхности
сланцев в пределах контура фундамента 6 м. Глубина воды — до 37 м при ско-
рости течения до 3 м/с.
Как и следовало ожидать, наиболее трудновыполнимой операцией по возве-
дению фундамента оказалось погружение свай в сланцы.
Для выбора оптимальной технологии. работ провели опытное погружение
различными способами несколько полых железобетонных свай диаметром 55 см.
Первым опробовали способ осаживания сваи с открытым нижним концом в
лидерную скважину, которую бурили станком КАМ-300 циклами на 0,5—1,0 м
ниже наконечника сваи. Этим способом не удалось погрузить ни одной сваи,
так как буровая коронка очень быстро изнашивалась вследствие трения о крем-
нистые включения.
Затем попробовали сваю забивать молотом без применения подмыва. От
ударов молота одиночного действия с ударной частью весом 6 тс свая углубля-
312
лась в сланцы на 0,5 м и дальнейшее погружение прекращалось. От воздействия
вибропогружателя с возмущающей силой 42 тс сваю удавалось заглубить на 1 м.
Применение подмыва водой при давлении 15 кгс/см2 позволило дополнительно
заглублять сваи на 1,5—2,0 м, что было явно не достаточно по условиям обеспе-
чения необходимой несущей способности и устойчивости при максимальном раз-
мыве дна русла.
После того как ни один из этих способов не дал положительных результа-
тов, решили увеличить давление воды, применяемой для размыва сланцев под
нижним концом погружаемых свай. Вначале повысили давление воды до
30 кгс/см2 и проверили эффективность погружения свай с наконечниками двух
типов: конического с центральным отверстием для пропуска подмывной трубки
и цилиндрического открытого с размером поперечного сечения, равным наруж-
ному диаметру сваи.
Предполагалесь, что цилиндрический наконечник облегчит погружение сваи
благодаря тому, что срезанный им грунт удаляется эрлифтом из пределов ниж-
ней части сваи.
С увеличением давления до 30 кгс/см2 и с применением открытого наконеч-
ника удалось заглубить сваи на 12—15 м в сланцы. Повысив давление воды
в подмывной трубе до 45 кгс/см2, удалось погружать сваи на заданную
глубину.
Из двух типов наконечников лучшим оказался закрытый, так как в этом
случае отпадала необходимость удаления грунта эрлифтом, что способствовало
повышению производительности погружения свай.
Составляемые из отдельных 6—8-метровых секций сваи длиной до 60 м
погружали молотом и вибропогружателем с одновременным подмывом сланцев
через расположенную по оси сваи подмывную трубу диаметром 75 мм с выход-
ным отверстием 32 мм.
Воду к подмывным трубам подавали по обычным шлангам (рассчитанным
на давление 15 кгс/см2), которые усиливали спиральной обмоткой из стальной
проволоки диаметром 2—3 мм, расположенной в два слоя.
Для обеспечения давления воды 45 кгс/см2 три насоса производительностью
150 м3/ч каждый (при напоре 15 кгс/см2) соединяли последовательно.
После погружения свай до проектной отметки их добивали на 0,3—1,0 м
молотом с ударной частью весом 6 тс до получения отказа, соответствующего
расчетной нагрузке 172 тс.
При статических испытаниях незаполненных бетоном свай была достигнута
критическая нагрузка 300—350 тс.
В сутки погружали до шести свай. Полость свай заполняли бетонной смесью,
укладываемой по способу вертикально перемещаемой трубы. В качестве направ-
ляющего устройства для фиксирования в проектном положении свай, а также
распорного крепления для шпунтового ограждения использовали стальной кар-
кас диаметром 20 м и высотой 14 м.
Плиту фундамента и подводную часть опоры сооружали под защитой ог-
раждения из шпунтии Ларсена длиной до 43 м.
Несмотря на эффективность подмыва, он в ряде случаев может
оказаться бесполезным, например в местах залегания грунтов с
твердымй включениями в виде валунов, тонких скальных просло-
ек, заиленных разных предметов. Тогда приходится ориентировать-
ся на применение стальных двутаврового сечения свай или же на
заглубление железобетонных свай в предварительно пробуренные
скважины.
Диаметр скважин принимают равным или больше на 3—5 см
диаметра описанной вокруг поперечного сечения свай окружности,
если сваи требуется погружать в грунты с включением небольших
валунов и заиленных деревьев, и на 3—5 см меньше — в остальных
случаях.
313
Глава 12
СООРУЖЕНИЕ СВАЙ И СТОЛБОВ В ГРУНТЕ
§ 12.1. Особенности технологии работ
Характерной особенностью технологии работ по сооружению
свай и столбов этого типа является бетонирование их непосредст-
венно в грунте в проектном положении в отличие от заглубляемых.
в грунт свай и оболочек, которые заранее изготавливают (бетони-
руют) в стороне от мест их погружения: на строительных площад-
ках, полигонах, заводах, удаленных иногда на значительное рас-
стояние от строящихся объектов.
Как сваи, так и столбы сооружают по одной технологической
схеме: вначале в грунте устраивают тем или иным способом сква-
жину, затем устанавливают в нее арматурный каркас и укладыва-
ют бетонную смесь.
Отличительной чертой технологии устройства свай в грунте яв-
ляется использование инвентарных обсадных труб с закрытым
нижним концом, принудительно погружаемых в грунт. В результа-
те этого после извлечения обсадной трубы и окончания бетониро-
вания свай вокруг них сохраняется плотность грунтов, превышаю-
щая природную. Вблизи боковой поверхности столбов плотность
грунтов, как правило, ниже или равна природной, поскольку стол*
бы бетонируют в скважинах, при устройстве которых удаляют
грунт.
Скважины для свай и столбов устраивают разными способами,
в том числе путем забивки, вибропогружения, завинчивания и за-
давливания инвентарных обсадных труб с закрытым или открытым
нижним концом, а также без применения обсадных труб.
Бетонную смесь укладывают как в полость извлекаемых по
мере бетонирования обсадных труб, так и в не обсаженные труба-
ми скважины. Смесь укладывают в сухие скважины, в скважины,
заполненные водой или глинистым раствором. По мере укладки
смесь не уплотняют или уплотняют вибрацией, трамбованием, дав-
лением сжатого воздуха. Иногда столбы бетонируют по методу вос-
ходящего раствора.
Только большим разнообразием способов устройства скважин,
укладки и уплотнения бетонной смеси можно объяснить множество
известных типов свай и столбов, сооружаемых в грунте. Из числа
известных представляют интерес: сваи Франки, отличительной осо-
бенностью которых является забивка инвентарной обсадной трубы
с бетонной пробкой и ударное трамбование укладываемой в трубу
смеси; сваи Вольфсгольца и Хохштрассе-Вайссе, при сооружении
которых уплотнение бетонной смеси и извлечение обсадной трубы
производят сжатым воздухом; сваи-столбы Беното, Като и Баде,
для устройства которых используют инвентарные обсадные трубы,
погружаемые и извлекаемые механизмами поступательно-враща-
тельного действия.
314
Работы по устройству скважин и укладке в них бетонной смеси
производят во многих случаях при наличии в скважинах воды. В-
связи с этим приходится принимать меры по предотвращению об-
рушения неустойчивых грунтов с боковой поверхности скважин
как в процессе их устройства, так и во время укладки в них бетон-
ной смеси. С этой целью применяют инвентарные или оставляемые
в грунте обсадные трубы, заполняют скважины глинистым раство-
ром или водой, создавая гидростатическое давление, превышающее
давление грунтовой воды, окружающей разрабатываемые сква-
жины.
Применение обсадных труб исключает возможность обрушения
любых грунтов. Однако применение таких труб связано с услож-
нением работ по устройству скважин и применяемого технологиче-
ского оборудования. Поэтому в отечественном фундаментостроении
ориентируются на использование преимущественно глинистого-
раствора или избыточного давления воды. Опыт строительства фун-
даментов показывает, что при строгом соблюдении действующих
технологических требований как глинистый раствор, так и избыточ-
ное давление воды предотвращают обрушение грунтов с боковой
поверхности скважин, разрабатываемых вдали от существующих
зданий и сооружений.
Если будут нарушены действующие требования в отношении
применения глинистого раствора заданных параметров или умень-
шено избыточное давление воды, находящейся в полости скважи-
ны, то возможно обрушение грунтов с ее боковой поверхности.
Особенно неблагоприятно обрушение грунтов в период укладки
бетонной смеси в скважины, так как существующие методы конт-
роля качества работ не могут обнаружить это явление. Обрушив-
шийся грунт будет находиться на поверхности укладываемой бе-
тонной смеси, поскольку его объемная масса будет в 1,5—2 раза
меньше объемной массы смеси. По мере укладки смеси грунт бу-
дет всплывать в пределах участка скважины, не имеющей арма-
турного каркаса, и задерживаться витками спиральной арматуры
в зоне расположения каркаса, образуя каверны разных размеров.
Учитывая это обстоятельство, необходимо особенно тщательно
соблюдать требования в отношении предотвращения обрушения
грунтов с боковой поверхности скважин в период укладки бетонной
смеси.
§ 12.2. Устройство скважин и уширении в грунтах
Устраиваемые в грунтах скважины используют для укладки в
них бетонной смеси или установки свай и оболочек, а также для
сооружения комбинированных свай, состоящих из заранее изготов-
ленных элементов и бетонной смеси, уложенной на Месте.
Скважины устраивают, заглубляя стальные обсадные трубы с
оставляемым в грунте наконечником, или с открытым нижним кон-
цом, а также путем удаления грунта (при отсутствии обсадных
труб).
315
Инвентарные стальные трубы с закрытым наконечником ис-
пользуют для устройства скважин диаметром до 0,8 м, чаще 0,4—
0,6 м. Это объясняется тем, что силы сопротивления грунта погру-
жению таких труб возрастают пропорционально более чем второй
степени увеличения диаметра. Поэтому при устройстве скважин
диаметром свыше 0,8 м используют открытые снизу инвентарные
трубы. Если в первом случае принудительно заглубляемая труба
с закрытым наконечником, формуя скважину, одновременно пре-
дотвращает возможность обрушения грунта с ее боковой поверхно-
сти, то во втором случае открытая снизу труба выполняет только
последнюю функцию, а скважина создается в результате извлече-
ния грунта под прикрытием трубы.
Открытые снизу инвентарные трубы используют'для предотвра-
щения обрушения грунтов с боковой поверхности скважин диамет-
ром до 1,5 м, а иногда и больше. Но с увеличением диаметра и
глубины скважины существенно возрастают силы трения грунта
на контакте с боковой поверхностью труб и поэтому необходимо
увеличивать мощность применяемого оборудования. Чтобы этого
не делать, иногда ограничиваются применением укороченных до
5—10 м инвентарных труб, называемых патрубками, ниже которых
скважины разрабатывают, используя давление глинистого раство-
ра или воды для предотвращения оползания грунта. Патрубки за-
глубляют в пределах верхних слоев неустойчивых грунтов.
Применительно к каждому способу устройства скважин созда-
но необходимое технологическое оборудование.
Предложенный впервые в 1899 г. русским инженером Страус-
сом способ устройства скважин для свай путем забивки в грунт
стальной инвентарной трубы с оставляемым наконечником с тече-
нием времени совершенствовался и видоизменялся. Появлялись
новые разновидности этого способа, в том числе способы: Симп-
лекс, Вибро, Стерн, Колькрет, Вит, Атлас, Франки и др. Одни из
них такие, как Стерн, Вит, Атлас, не получили широкого распрост-
Рис. 12.1. Схема последовательности
работ по устройству сваи Франки
ранения. Другие, например спо-
соб Франки, широко применя-
ют в зарубежной практике
строительства фундаментов.
Сущность этого способа за-
ключается в погружении от-
крытой снизу стальной инвен-
тарной трубы диаметром 0,4—
0,6 м ударами подвесного мо-
лота (трамбовки) по пробке
высотой 0,7—0,9 м, образую-
щейся в нижней части трубы
из предварительно засыпанной
в нее жесткой бетонной смеси
(рис. 12.1). Под воздействием
продолжающихся ударов мо-
лота по пробке происходит за-
316
Таблица 12.1
Модели копров
Параметр^ KPF31K KPF31S KPF22SZ KPF22G
Диаметр инвентарной обсад- ной трубы, мм Длина трубы, м Высота копра, м Масса молота, т Сила извлечения трубы, тс Мощность двигателя, л. с. Масса копра без молота и трубы, т 406 9,5 11,9 2,5 . 60 75 18 406 8,5 10,4 2,5 60 80 20 508 12,3 15,7 3,0 96 150 30 508 12,3 15,9 3,0 96 150 40
глубление (втягивание) обсадной трубы в грунт. После достижения
проектной глубины или расчетного отказа трубу подвешивают к
копру, чтобы исключить возможность ее дальнейшего погружения,
и молотом выбивают пробку. Затем, укладывая порциями бетон-
ную смесь, трамбуют ее для создания уширенной пяты. Продолжая
укладку смеси и трамбование, постепенно извлекают обсадную
трубу.
Для работ по устройству свай Франки используют копры раз-
ных конструкций. Заслуживают внимания копры, выпускае-
мые в Польской Народной Республике предприятием ЗРЕМБ
(табл. 12.1).
В отличие от обычных в копрах, предназначенных для изготов-
ления свай Франки, стрелка и полиспасты рассчитаны на значи-
тельные динамические нагрузки, действующие в период извлечения
обсадной трубы.
Для устройства скважин в разных грунтах с помощью откры-
той снизу инвентарной обсадной трубы применяют оборудование,
созданное за рубежом фирмами «Лоренц», «Хохштрассе-Вайсе»,
«Беното», «Баде», «Като», «Франки», «Зальцгиттер» и др. Обору-
дование фирмы «Лоренц» предназначено для устройства скважин
диаметром 32, 40, 48 см и больше с уширенной полостью диаметром
от 80 до 120 см. Обсадную трубу забивают до отметки на 1,0—
1,2 м выше забоя. Затем ниже трубы разбуривают полость уши-
рения.
Пневмоинерционный наголовник фирмы «Хохштрассе-Вайсе»
(рис. 12.2) применяют для придания инвентарной трубе попере-
менного вращения вправо и влево на угол 30—45°. В течение 1 мин
наголовник поворачивается 30—40 раз. Перед каждой переменой
направления вращения возникает резкая остановка тяжелого наго-
ловника, который, стремясь продолжить вращение, производит
удар по неподвижной его части (патрубку), создавая инерционную
силу, действующую в горизонтальной плоскости по касательной к
патрубку, жестко соединенному с инвентарной трубой. Под воз-
действием этой силы резко уменьшается трение грунта о боковую
317
Рис. 12.2. Оборудование фирмы «Хох-
штрассе-Вайсе»
Рис. 12.3. Схема устройства сваи обо-
рудованием фирмы «Хохштрассе-
Вайсе»:
а — разработка скважины; б — укладка и
уплотнение бетонной смеси;
1— инвентарная труба; 2—грейфер; 3
пневмоинерционный наголовник; 4 — крыш-
ка; 5 —давление сжатого воздуха; 6 — бе-
тонная смесь
поверхность инвентарной трубы,
которая под действием силы тя-
жести вместе с наголовником за-
глубляется в грунт по мере вы-
емки его из полости трубы (рис.
12.3) однокатным грейфером
ударного действия. Наголовник
поворачивается под воздействием
сжатого воздуха, подаваемого от
компрессора по гибкому шлангу
к специальному механизму, рас-
положенному в конструкции наго-
ловника, который жестко крепят
болтами к верхней части инвен-
тарной трубы при ее горизонталь-
ном положении. Затем краном их
поднимают в вертикальное поло-
жение и устанавливают в направ-
ляющее устройство точно в месте
разработки скважины. Если дли-
на обсадной трубы превышает
подстреловой габарит и грузо-
подъемность крана, то вместо
цельной трубы' применяют стыкуе-
мую по мере ее заглубления в
грунт.
Заглубленную в грунт до про-
ектной отметки инвентарную тру-
бу извлекают после укладки в ее
полость бетонной смеси (см. рис.
12, 3, б). Для этого закрывают
стальной крышкой центральное
отверстие в наголовнике, через
которое удаляли грунт. В полость
трубы подают сжатый воздух под
давлением 6—8 кгс/см2 и включа-
ют в работу наголовник. Он, вра-
щая трубу, уменьшает силы тре-
ния грунта о трубу, которая под
давлением сжатого воздуха на
крышку наголовника постепенно
извлекается из грунта.
Пневмоинерционными наго-
ловниками погружают и извле-
кают трубы диаметром от 42 до
150 см при длине до 30 м и на-
клонах до 5: 1. Масса наголовни-
ка для труб диаметром 0,9 м —
4 т, труб диаметром 1,5 м—8 т.
318
Таблица 12.2
Параметры Модели наголовников
ГП-1 ГП-2
Диаметр применяемых обсадных труб, м 0,4—0,6 0,8—1,2
Длина обсадных труб, м 10—14 15—20
» наголовника, м Масса наголовника без труб, м 3,0 4,93
3,16 7,99
Частота вращения наголовника в минуту 35 30
Давление сжатого воздуха, кгс/см2 8 8
Расход воздуха для вращения наголовника, 1,2 3,4
м3/мпн То же, для извлечения обсадной трубы, м3/мин 3,0 8,0
По типу наголовников фирмы «Хохштрассе-Вайсе» в ПНР на-
учно-исследовательским институтом ИБДМ. созданы наголовники
двух моделей (табл. 12.2).
В настоящее время в ПНР по разработкам института ИБДМ
создана конструкция пневмоинерционного наголовника, обеспечи-
вающая возможность крепления его в любом уровне погружаемой
обсадной трубы. Вследствие этого значительно упрощаются работы
по установке и снятию наголовника, сокращаются затраты труда
и времени, а главное, отпадает необходимость подъема обсадной
трубы совместно с наголовником. Взамен этого наголовник уста-
навливают на грунте или специальной подставке и в его отверстие
заводят нижний конец трубы, после чего наголовник можно при-
поднять на небольшую высоту над грунтом и закрепить в этом по-
ложении. Вследствие понижения уровня крепления наголовника
снижается центр тяжести всей системы, что важно в начальный
период заглубления трубы в грунт. При достаточной грузоподъем-
ности крана трубу можно установить с наголовником, предвари-
тельно закрепленным к ней в любом уровне.
Оборудование фирмы «Беното» используют для устройства и
бетонирования скважин при строительстве свайных фундаментов
зданий и сооружений разного назначения.
Скважины диаметром 0,4—1,2 м разрабатывают грейферами
ударного действия под прикрытием инвентарных обсадных труб,
Таблица 12.3
Параметры Модели станков фирмы „Беното“
Foncex 4 Foncex 5 EDF 55 Super EDF
Диаметр скважин, м 0,67 1,18 0,68—1,09 1,18
Предельный наклон скважин, 18 18 12 20
град
Глубина скважин, м 20 20 60 80
Мощность двигателя, л. с. 30 70 120 180
Масса станка, т * 3,5 6,3 32 32
319
Рис. 12.4. Агрегат фирмы «Беното»
Рис. 12.5. Схема заглубления в грунт
инвентарной обсадной трубы гидрав-
лической системой агрегата фирмы
«Беното»:
1 — вертикальные гидроцилиндры; 2 — го-
ризонтальные гидроцилиндры; 3 — рама;
4 — зажимный хомут; 5 — труба
которые заглубляют в разные
грунты и извлекают с помощью
специализированных агрегатов
(табл. 12.3).
Наиболее распространенным
из числа выпускаемых .фирмой
является агрегат EDF-55 (рис.
12.4), который отличается более
высокой производительностью.
Агрегат оснащен пневмоколе-
сами для транспортирования на
дальние расстояния и шагающим
ходом для перемещения в преде-
лах рабочей зоны. В конструкции
агрегата имеется механизм, кото-
рый обеспечивает погружаемой
(или извлекаемой) обсадной тру-
бе возвратно-поступательные дви-
жения (рис. 12.5) с помощью си-
стемы, состоящей из пяти гидрав-
лических домкратов. Из них один
домкрат зажимает съемный хомут
на трубе, к которому прикрепле-
ны штоки двух вертикально рас-
положенных домкратов, обеспечи-
вающих перемещение трубы в
продольном направлении с усили-
ем 15—20 тс.
Две жесткие тяги, каждая из
которых соединена одним кон-
цом с хомутом, а вторым с гид-
равлическим домкратом, обеспе-
чивают возвратно-вращательное
движение трубе, уменьшая силу
трения ее о грунт.
По мере заглубления обсадной
трубы съемный хомут переставля-
ют в новое положение. Обсадная
труба погружается плавно без
ударов и вибрации, что очень важ-
но для выполнения работ вблизи
существующих зданий и соору-
жений.
В комплекте агрегата имеются
трубы необходимого диаметра в
виде основных секций длиной 6 м,
дополнительных длиной 4 и 2 м.
Каждая секция трубы состоит из
двух стальных обечаек, соединен-
320
Рис. 12.7. Уширитель фирмы «Беното»:
а — в закрытом положении; б — в раскрытом положении
ных между собой ребрами жесткости. К нижней части первой сек-
ции крепят режущий наконечник несколько увеличенного диаметра
с зубьями специального профиля из сверхтвердого сплава.
По мере углубления скважины трубу наращивают очередной
секцией. Быстроразъемные стыки обеспечивают соединение секций
(без образования выступов и впадин) с помощью болтов с потай-
ной головкой. На работы по стыкованию двух секций затрачива-
ется 10—15 мин. Грунты из скважины удаляют двух- или трехче-
люстным грейфером ударного действия (рис. 12.6), а грунты теку-
чей консистенции — желонкой с донным клапаном.
Грейферы удлиненной формы имеют направляющие ребра в
верхней части корпуса для центрировки их в полости трубы. Внут-
ри грейфера размещен механизм раскрытия и закрытия челюстей,
состоящий из тяг и шарниров с защелкой. К низу грейфера крепят
сменные челюсти.
В комплекте агрегата для грейферов имеется набор различных
по форме и размерам съемных челюстей, предназначенных для раз-
работки слабых, средней плотности и плотных грунтов. Челюсти
крепят к грейферу с помощью шпонок за 10—15 мин.
Для разработки твердых включений челюсти грейфера специ-
альной защелкой закрепляют в открытом положении и ударами по
забою скважины разрушают включение. Для извлечения разрушен-
ного включения отводят защелку, чтобы обеспечить возможность
закрытия челюстей после захвата кусков. Если предстоит разраба-
тывать мягкий или рыхлый сыпучий грунт, челюсти заменяют дву-
мя створками полусферического очертания. В случае необходимо-
сти разбуривания скальных прослоек или бурения скважин в
высокопрочных породах для заделки низа столбов применяют доло-
11—2940
321
Таблица 12.4
Диаметр скважины, см Диаметр уширения, см Высота уширения, см
68 152 80
89 200 105
98 220 115
109 245 135
то, которое, подвесив к тросу вза-
мен грейфера, сбрасывают на по-
роду, дробя ее. Буровой шлам
удаляют грейфером или желон-
кой.
Извлеченный из обсадной тру-
бы грейфер с грунтом заводят в
разгрузочный патрубок (см. рис.
12.4), который отклоняют гидро-
цилиндром для возможности вы-
грузки грунта в стороне от сква-
жины, например в кузов автомобиля-самосвала.
Слабые грунты во избежание их наплыва в полость обсадной
трубы разрабатывают, сохраняя в ней грунтовое ядро высотой
1,5—2,0 м; плотные и средней плотности грунты разрабатывают
при отсутствии ядра. Для предотвращения наплыва слабых грун-
тов в местах, где, возможно, доливают воду в трубу до уровня, пре-
вышающего на 1—4 м отметку акватории или грунтовых вод.
Забой скважины зачищают перед самым началом укладки бе-
тонной смеси. Если по ряду причин между временем окончания ра-
бот по устройству скважины и началом бетонирования неизбежен
длительный перерыв, то грунт не добирают на 1—2 м до проектной
отметки.
По описанной технологии разрабатывают скважины агрегатами
фирмы «Беното» всех моделей.
Для устройства уширений в основании скважин агрегаты осна-
щены подвешиваемым на тросе электрогидравлическим уширите-
лем, состоящим из цилиндрической части и трех раскрывающихся
ножей (рис. 12.7). В цилиндрической части размещены три гидрав-
лических домкрата для упора в низ обсадной трубы, электродви-
гатель и гидронасос. Здесь же установлены приводы раскрытия и
вращения ножей.
Размеры разбуриваемых уширений назначают в зависимости от
диаметра скважин (табл. 12.4).
Способ поступательно-вращательного погружения и извлечения
обсадных труб и разработка грунта грейферами, принятые в агре-
гатах фирмы «Беното», также использованы в конструкции обору-
дования фирм «Баде», «Като» и др.
Оборудование фирмы «Баде» навешивают на гусеничные стре-
ловые краны. Это оборудование представляет собой гидравличе-
ский механизм для придания возвратно-вращательных движений
погружаемой обсадной трубе (рис. 12.8). В отличие от механизма
фирмы «Беното», осуществляющего принудительное вращение, за-
давливание и выдергивание обсадной трубы, механизм фирмы «Ба-
де» не обеспечивает принудительного задавливания. Труба погру-
жается в грунт под действием силы тяжести, действующей на нее
и на механизм, осуществляющий ее вращение. Грунт разрабаты-
вают и удаляют грейфером. Из грунта обсадную трубу извлекают
двумя гидравлическими домкратами.
322
Рис. 12.8. Оборудование фирмы «Баде», на-
вешиваемое на кран:
1 — тяги с гидравлическими домкратами; 2 — за-
жимный хомут; 3 — упорная конструкция; 4 —
вертикальный гидродомкрат; 5 —домкрат хомута;
6 — инвентарная обсадная труба; 7 —. устройство
для крепления тяг к крану
Рис. 12.9. Буровой агрегат 50ТН:
1 — дизельный двигатель; 2 — трехба-
рабанная лебедка; 3 — канаты; 4 —от-
клонитель грейфера; 5—воронка для
приема грунта; 6 — направляющая стре-
ла; 7 —ротор; 8 — хомут обсадной
трубы
Таблица 12.5
Параметры Модели оборудования фирмы „Баде"
HVM3 HVM4 HVM 6 HVM 7 HVM8 HVM 9
Диаметр скважин, м Вращающий момент, тс-м Усилие извлечения трубы, тс Мощность двигателя, л. с. Масса оборудования без двигателя, т 0,9 35 30 57 4,9 1,1 45 50 75 6,6 1,3 60 100 75 8,3 1.5 100 150 95 10,5 1,8 150 150 120 13,8 2,0 200 200 150 17,0
Оборудование фирмы «Баде» (табл. 12.5) обеспечивает воз-
можность устройства как вертикальных, так и наклоненных до 20°
к вертикали скважин.
Опыт эксплуатации оборудования, в котором разработка и уда-
ление разных нескальных грунтов производится грейферами, по-
казывает, что в ряде случаев грейферы оказываются менее эффек-
11*
323
Таблица 12.f>
Параметры Модели станков фирмы „Като“
20-ТН 50-ТН 20-НР 120-Н
Диаметр скважин, м 1,2—2 2,0 1,2—2 1,2—2,5
Глубина » » 27 50 60 40
Мощность приводных двигателей, л. с. 65 130 100 45
Масса станка, т 31 50 22 —
тивными по сравнению с другими рабочими органами. Поэтому
наряду с совершенствованием оборудования с грейферами созда-
вались новые комбинированные агрегаты, рассчитанные на высоко-
производительную разработку скважин в разных геологических
условиях за счет применения в одном агрегате нескольких рабочих
органов, отличающихся принципами рыхления и удаления грунта.
Созданное японской фирмой «Като» оборудование (табл. 12.6)-
обеспечивает возможность разработки грунта грейферами или ро-
торным бурением с применением в случае необходимости инвентар-
ной обсадной трубы (рис. 12.9). Погружение и извлечение обсадной
трубы производят гидравлическими домкратами по способу, при-
нятому в оборудовании фирмы «Беното». В зависимости от диа-
метра и глубины скважин агрегаты фирмы «Като» выпускают на
автомобильном или гусеничном ходу.
Применение вращательного бурения скважин способствует су-
щественному повышению производительности труда по сравнению
с грейферной разработкой плотных грунтов. Вследствие наличия
телескопической штанги значительно сокращена длина стрелы аг-
регата.
Инвентарная обсадная труба в сочетании с вращательным бу-
рением скважин использована в специализированном оборудова-
нии фирмы «Франки». Обсадную трубу погружают и извлекают
гидравлической установкой по типу, принятому для агрегатов фир-
мы «Беното». Грунт разрабатывают грейфером, закрепленным к
низу телескопической штанги. Мощность ротора — 11 тс-м, часто-
та вращения штанги —5 об/мин. Двигатель привода—мощностью
120 л. с. Масса агрегата — около 45 т. Агрегат Франки предназна-
чен для устройства скважин диаметром 80, 130, 150 и 180 см глу-
биной до 30 м.
Способ рыхления разных грунтов путем вращательного или
ударного их бурения съемными рабочими органами с выдачей на
поверхность эрлифтом, гидроэлеватором или вакуумнасосом ис-
пользован в оборудовании западногерманской фирмы «Зальцгит-
тер» и французской фирмы «Солетанш» (табл. 12.7).
Для предотвращения обрушения грунта с боковой поверхности
скважин при работе оборудования фирмы «Зальцгиттер» в их
полости поддерживают избыточное по отношению к отметке аква-
324
Таблица 12.7
Параметры Модели оборудования фирм
„Зальцгиттер" „Солетанш"
SW200 SW300 GIS56 GIS60R GIS58 GIS61R
Диаметр скважин, 0,4—1,5 0,5—1,5 0,6—1,5 0,6-1,5 0,6—1,2 0,6—1,2
м Глубина скважин, м 200 350 300 300 150 150
Мощность привода, 60 56 — — — —
л. с. Установленная мощ- — — по 122 109 131
ность, кВт Масса агрегатов, т — — 17,5 19,5 8,5 9,5
тории или грунтовых вод давление воды. При работе оборудо-
вания фирмы «Солетанш» используют глинистый раствор.
Метод вращательного бурения грунтов с выдачей на поверх-
ность смеси грунта с водой используется при разработке скважин
в легко размываемых грунтах. Так, например, для фундаментов
опор моста через оз. Маракайбо (см. рис. 2.3) требовалось погру-
зить в грунт 712 свай-оболочек диаметром 1,35 м на глубину до
60 м от рабочего горизонта воды путем установки их в предвари-
тельно пробуренные скважины диаметром 1,5 м.
Первоначально попробовали бурить скважины оборудованием
фирмы «Беното». Однако вскоре выяснилось, что производитель-
ность грейферной разработки оказалась очень низкой, поскольку
грунт вымывался из грейфера при подъеме его в обсадной трубе
сквозь большую толщу воды. После этого применили оборудование
фирмы «Зальцгиттер», которым бурили скважины со скоростью
0,8—2 м/ч. Для заглубления и извлечения обсадных труб исполь-
зовали оборудование фирмы «Баде».
В процессе бурения в обсадную трубу постоянно доливали воду
до уровня, превышавшего на несколько метров отметку акватории.
Избыточное давление воды поддерживали до окончания работ по
установке оболочки в обсадную трубу. Буровое оборудование было
размещено на трех самоподъемных платформах, что обеспечивало
возможность бурения скважин одновременно для трех фундамен-
тов. '
Из применяемого за рубежом представляет интерес разработан-
ное в ПНР институтом ИБДМ и выпускаемое предприятием
ЗРЕМБ оборудование (агрегат) Куяви. Этот агрегат предназначен
для устройства в разных грунтах скважин диаметром 0,8—1,4 м и
глубиной до 30 м. Мощность привода агрегата — 150 л. с., его
масса — 33 т. Для разработки разных грунтов агрегат укомплекто-
ван грейфером, долотом, вращательным буром с удалением
пульпы гидроэлеватором. Кроме того, агрегат оснащен гидропри-
водом для заглубления и извлечения инвентарных обсадных труб.
325
Таблица 12.8
Параметры Модели бурового оборудования
ЦНИИСа ЦНИИСа (модерни- зированное) MCT-2 МБУ-1,2 МБС-1,7 МБС-1.7А
Диаметр скважи- ны, м 1,2—1,5 1,5 0,9 1,2 1,7 1,7
Диаметр ушире- ния, м 3,0 3,5 2,5 — 3,5 3,5
Глубина бурения, м 25 40 18 32 28 27
Предельный наклон оси скважины 4:1 4s 1 3,5: 1 — — —
Крутящий момент ротора, тс-м 3,5 6,0 3,0 4,0 9,85 9,85
Мощность двигате- ля привода ротора, кВт 28 82 37 44 2X45 2X45
Масса станка и ба- зовой машины, т 80 100 20 52 70 60
Примечание. Все станки оснащены ковшовым буром, а станки МБС-1,7
и МБС-1,7А, кроме того, долотом и грейфером.
Для устройства скважин под сваи фундаментов главных проле-
тов моста через бухту Гуанабара у Рио-де-Жанейро использовали
оборудование фирмы «Баде», которым погружали в грунт инвен-
тарные трубы диаметром 2,2 м и длиной более 60 м на глубину до
40 м. Грунт разрабатывали методом вращательного бурения обо-
рудованием фирмы «Вирт», а пульпу выдавали эрлифтом на по-
верхность, используя приводную полую штангу диаметром 0,3 м в
качестве пульпопровода.
Для бурения скважин диаметром 0,6—1,7 м при строительстве
фундаментов мостов в нашей стране используют оборудование,
оснащаемое ковшовыми бурами и уширителями (табл. 12.8).
Первое навесное оборудование, разработанное в ЦНИИСе по
предложению проф. Хлебникова Е. Л., было использовано в 1955—
1957 гг. на строительстве фундаментов городского моста через
р. Иртыш. Это оборудование, навешиваемое на копер СССМ-680,
состояло из штанги с ротором и электроприводом (рис. 12.10). На
конце штанги крепили ковшовый бур грейферного типа из четырех
челюстей и уширителя. Раскрытие и закрытие ножей уширителя
производили гидроприводом.
По сравнению с зарубежными навесное оборудование ЦНИИС
имеет ряд преимуществ. Так, рабочие органы для устройства сква-
жин и уширений сделаны раздельно, но установлены на одной
штанге, что позволяет выполнять каждую из этих операций, не про-
изводя переналадки станка. Кроме того, исключается вероятность
неплотного закрытия ножей вследствие попадания препятствий
между ними (как, например, в уширителях фирм «Беното»* и
326
«франки»), что может значительно
осложнять буровые работы. Сре-
заемый ножами грунт из полости
уширения легко сдвигается ножами
в ковшовый бур, обеспечивая пол-
ную очистку от грунта уширения и
скважины. К недостаткам навесно-
го оборудования ЦНИИСа следует
отнести: отсутствие телескопической
штанги; отсутствие своего хода для
перемещения станка на дальние
расстояния; значительную затрату
времени и труда на монтаж и де-
монтаж копра СССМ-680; невоз-
можность бурения в грунтах с твер-
дыми включениями.
Несмотря на эти недостатки, с
применением первых образцов обо-
рудования ЦНИИСа построены фун-
даменты 10 больших мостов через
реки Иртыш, Норильскую, Обь.
В дальнейшем оборудование
ЦНИИСа модернизировали: усили-
ли конструкцию штанги; сделали
захват вблизи нижнего центратора
штанги, что позволило отказаться от
строповки за верх ее при опускании
в скважину и извлечении; взамен
четырехчелюстного бура применили
цилиндрический с открывающимся
днищем; увеличили мощность рото-
ра с 3,5 до 5,0 тс-м.
В настоящее время несколько мо-
дернизированных образцов, обору-
дования (см. табл. 12.8) использу-
ются для фундаментов мостов.
Буровое оборудование (агрегат)
МСТ-2 запроектировано и изготов-
лено силами Мостостроя № 2 Глав-
мостостроя Министерства транспорт-
ного строительства. Агрегат состоит
из двух направляющих стрел, шар-
Рис. 12.11. Буровое оборудование МСТ-2:
/ — площадка с ротором; 2 —буровая колонна;
3 — ковшовый бур или емкость для грунта; 4 —
уширитель; 5 — цилиндрическая направляющая;
6—обсадный патрубок; 7 — ходовая тележка; 8 —
платформа агрегата; 9 — бетонолитная труба с
воронкой; 10 — направляющая стрела бетонолит-
ной трубы; // — направляющая стрела буровой
колонны; 12 — ползун-вертлюг
Рис. 12.10. Навесное буровое
оборудование ЦНИИСа:
/ — копер СССМ-680; 2 — вертлюг;
3 — ротор; 4 — штанга; 5 — центра-
тор штанги; 6 — уширитель; 7 — ков-
шовый бур; 8 —помещение пульта
управления
327
Рис. 12.12. Навесное буровое обору-
дование МБУ-1,2:
/ — ковшовый бур; 2 — консоль; 3 — ротор
с электроприводом; 4 — телескопическая
штанга; 5 — вертлюг; 6 — кран ДЭК-25;
7 — инвентарный патрубок; 8 — скважина
нирно закрепленных на полнопо-
воротной платформе, которая
смонтирована на тележке, пере-
мещаемой по рельсовой колее ши-
риной 4,4 м (рис. 12.11). Этот аг-
регат предназначен для бурения
вертикальных и наклонных сква-
жин (см. табл. 12.8) в разных не-
скальных грунтах. На одной
стреле навешено буровое обору-
дование, состоящее из ротора,
штанги и закрепленных на ее ниж-
нем конце уширителя и ковшового
бура. На второй стреле подвеше-
на бетонолитная труба. После
окончания бурения и установки
арматурного каркаса платформу
разворачивают на 180° и уклады-
вают бетонную смесь через бето-
нолитную трубу.
С применёнием этого агрегата
построены фундаменты несколь-
ких мостов, в том числе через ре-
ки Иртыш, Обь.
Буровое оборудование МБУ-1,2,
запроектированное и изготовлен-
ное силами Мостостроя № 1 (см.
табл. 12.8), навешивают на экс-
каваторный кран Э-1258. Обору-
дование состоит из консоли с ро-
тором, обеспечивающим враще-
ние телескопической штанги, ко-
торая подвешена к стреле крана
(рис. 12.12). На нижнем конце
штанги закреплен ковшовый бур
с открывающимся днищем, в кото-
ром расположены ножи, осущест-
вляющие срезку грунта с забоя
разрабатываемой скважины.
Оборудование МБУ-1,2 успеш-
но использовалось для бурения
скважин диаметром 1,2 м и глуби-
Рис. 12.13. Навесное буровое оборудо-
вание МБС-1,7:
1 — консольная площадка с ротором; 2 — теле-
скопическая буровая колонна (штанга); 3—
ковшовый бур; 4 — обсадный патрубок; 5 —
грейфер или долото; 6 — дополнительная
стрела; 7 — кран-экскаватор Э-1258; 8 —основ-
ная стрела; 9 — вертлюг; 10 — механизм при-
нудительной подачи колонны
328
ной до 32 м при сооружении фундаментов моста через р. Десенку.
Для предотвращения обрушения мелких песков в полость разраба-
тываемых скважин доливали воду до уровня, превышавшего на
4 м уровень грунтовых вод. Также успешно использовали это обо-
рудование при бурении скважин диаметром 1,2 м глубиной до 20 м
в гравийно-суглинистых грунтах при строительстве фундаментов
мостов в Карпатах.
На основании обобщения опыта строительства фундаментов из
буровых свай-столбов по предложению ЦНИИСа СКВ Главстрой-
механизации Минтрансстроя запроектировало, а один -из заводов
наладил выпуск бурового оборудования МБС-1,7, навешиваемого на
гусеничный кран (см. табл. 12.8).
Оборудование (рис. 12.13) включает: консоль, закрепляемую
шарнирно у основания стрелы крана; ротор, установленный на кон-
соли; телескопическую штангу, проходящую через отверстие в ро-
торе и подвешенную при помощи вертлюга за внутреннюю секцию
к тросу главной лебедки крана; ковшовый бур, закрепленный к
низу внутренней секции штанги.
На задней отливке поворотной платформы крана закреплена
дополнительная стрела, предназначенная для установки и извлече-
ния из грунта инвентарных обсадных патрубков, а также подвеши-
вания в случае необходимости ударного долота или грейфера для
разработки валунов или скальных прослоек.
Инструмент, подвешиваемый к задней стреле, имеет тот же ра-
диус поворота, что и ковшовый бур. Это обеспечивает возможность,
быстро поворачивая платформу, переходить с вращательного спо-
соба бурения на ударно-канатный. Для повышения эффективности
вращательного бурения предусмотрено принудительное нагружение
штанги во время ее вращения с помощью двух гидравлических
домкратов, которые создают усилие 12 тс.
Чтобы не допустить обрушение грунта с боковой поверхности
разбуриваемой скважины, в ее полость доливают воду до уровня,
на 4 м превышающего отметку акватории или грунтовых вод. Иног-
да для этой цели вместо воды используют глинистый раствор.
Устье скважины крепят инвентарным патрубком.
Работы по бурению скважины начинают с погружения в грунт
патрубка, затем по мере удаления ковшовым буром грунта в сква-
жину доливают до заданного уровня воду или глинистый раствор.
Оборудованием МБС-1,7 и МБС-1,7А можно бурить в нескаль-
ных грунтах скважины со скоростью 3—5 м/ч.
В случае необходимости устройства оборудованием МБС-1,7
уширения используют уширитель, который раскрывается под дей-
ствием веса штанги и закрывается под действием веса уширителя,
ковша и разбуренного грунта. С применением оборудования
МБС-1,7 построены фундаменты путепроводов, эстакад и мостов, в
том числе мосты через реки Даугаву, Обь, Десенку.
В настоящее время взамен оборудования МБС-1,7 один из заво-
дов Минтрансстроя выпускает модернизированное оборудование
МБС-1,7А, отличающееся от первого тем, что штангу и ротор мож-
329
но отклонять (смещать) к стреле базового крана, обеспечивая
боту крана с долотом или грейфером, отказавшись от устрой
дополнительной стрелы в задней части поворотной платформы
рис. 12.13).
Оборудование МБС-1,7 и МБС-1.7А используется для бур<
вертикальных скважин. Для устройства наклонных скважин ,
метром 1,7 по предложению ЦНИИСа запроектировано СКВ Г
мостостроя и изготовлено одним из заводов Главстроймеханиз:
оборудование МБН-1,7, навешиваемое на экскаваторный кра
процессе создания этого оборудования использовался положит
ный опыт эксплуатации оборудования МБС-1,7.
За рубежом в связи с необходимостью строительства здан]
сооружений в пределах застроенной части городов новые фу
менты возводят, как правило, методами, исключающими сотр
ния грунта. К ним относятся методы бетонирования свай и ctoj
в скважинах, пробуренных оборудованием с применением ин
тарных обсадных труб или патрубков.
Оборудование с инвентарными трубами применяют при нео
димости устройства скважин в водонасыщенных оплывающих г
тах, когда нельзя использовать более производительное оборуд
ние без труб. Везде, где возможно, как правило, применяют об
дование, не требующее использования обсадных труб по всей aj
свай и столбов. Такое оборудование выпускают многие фирм:
том числе: «Бритиш Стил Пайлинг» (БСП), «Мак Алпайн», «Б
Калвелд» (Англия); «Калвелд» (США).
Фирма «БСП» выпускает пять моделей бурового оборудов;
«Terradrill» (табл. 12.9). Оборудование моделей 625, 1250 и !
предназначено для навешивания на гусеничные краны и выпо
но по одной конструктивной схеме в виде: ротора, установлен;
на консоли, закрепленной к низу стрелы; телескопической шта
подвешенной к стреле крана; шнека или ковшового бура, зак
ленного к низу штанги.
Две другие модели 400СМ (рис. 12.14) и 1250TR являются
диализированными буровыми машинами. Оборудование мо;
400СМ смонтировано на гусеничном кране. Оборудование 125
смонтировано на шасси грузового автомобиля. Эта автономная
бильная машина предназначена для работ на объектах с неб
шим количеством свай, но значительно удаленных друг от др
Основные узлы всех моделей унифицированы. Все машины,:
ме модели 400СМ, могут быть оснащены двухсекционными и т
секционными буровыми штангами. Модель 400СМ имеет четы
секционную штангу. Машины всех моделей могут бурить ве
кальные и наклонные скважины.
Фирма «Мак Алпайн» выпускает две модели бурового об<
дования (см. табл. 12.9), навешиваемого на гусеничные крг
экскаваторы (рис. 12.15). Обе модели не имеют конструктивных
личий, за исключением более мощного привода ротора мо;
EF-190, которая предназначена для бурения скважин в слож
геологических условиях.
330
Фирма (страна) Тип оборудования Модели оборудования Диаметр скважины, м, пробурен- ной
шнеком ковшовым буром ковшовым буром с уширите- лем
«БСП» Навесное 625 0,92 0,92 1,53
(Англия) То же 1250 1,53 1,22 2,44
Специализи- 2500 2,13 1,83 3,50
рованное 400СМ 0,76 0,76 —
«Мак Ал- Навесное 1250TR EF-140 1,53 0,6-2,1 1,22 2,44
пайн» (Англия) То же EF-190 0,6—2,1 — —
«Калвелд» > 50С и 0,9 0,9 2,06
(США) > 50СН 100С и 1,22 1,22 2,54
» 100СН 150С и 1,52 1,83 3,04
«Сойл-Мек» Специализи- 150СН RTH/10 1,6
(Италия) рованное РТС/10 — 1,6 —
Таблица 12.9
Диаметр уширения, м Глу- бина сква- жины, м Наклон скважин Крутящий момент ротора, тем Мощность двигателя ротора, л. с. Масса навесного оборудо- вания без штанги, т
под себя от себя
2,7 27,5 4:1 10:1 2,76 ПО 3,1
3,6 30,0 4:1 10: 1 7,45 110 5,77
3,6 44 4:1 10:1 13,8 220 8,48
2,25 24,4 10: 1 4:1 2,49 144 9,66
3,6 33,5 10:1 2,5:1 7,45 180 19,5
5,5 39,6 4:1 — 5,15 140 8,63
5,5 39,6 4:1 — 7,75 190 —
— 26 —ч — 1,8 75 5,4
— 30,5 — 9,0 — 6,3
— 39,6 — 18,0 — 19,3
3,2 60 — 5:1 11,0 86
3,0 60 — 5:1 11 97 —
Рис. 12.15. Буро-
вое оборудование
фирмы «Мак Ал-
пайн»:
1 — стрела крана; 2 —
телескопическая
штанга; 3 — направ-
ляющая рама; 4 —ро-
тор; 5 — шнек; 6
поворотная платфор-
ма; 7 — противовес
❖
Многие фирмы выпускают
ковшовые буры со съемными
расширителями (рис. 12.16),
обеспечивающими возможность
увеличения до 2 раз диаметра
разбуриваемой скважины.
Для устройства уширения в
основании скважин английские
фирмы применяют уширители
с механическим приводом рас-
крытия и закрытия ножей. Не-
смотря на несущественные кон-
структивные отличия, принцип
работы всех уширителей об-
щий.
После установки уширителя
на забой скважины под воздей-
ствием веса продолжающейся
опускаться штанги смещается
вниз каретка, которая, будучи
соединена шарнирно тягами с
ножами уширителя, раскрыва-
ет их (рис. 12.17). Во время
вращения штанги ножи с ук-
репленными на них зубьями
срезают грунт, образуя уши-
ренную полость. В момент
подъема штанги она увлекает
за собой вверх каретку, кото-
рая закрывает ножи до упора
их в корпус уширителя. Про-
должая подъем штанги, подни-
мают уширитель над забоем
скважины и извлекают на по-
верхность для удаления из не-
го грунта, который накопился
там во время разбуривания
уширения. Грунт разгружают,
открывая днище.
Для устройства уширенных
полостей в основании скважин,
разбуриваемых насухо, фирма
«БСП» выпускает уширители
разных типоразмеров.
Фирма «Мак Алпайн» вы-
пускает уширители (рис. 12.18),
отличающиеся конструкцией
режущих ножей, а также нали-
чием внизу бункера для сбора
332
срезанного грунта. Ножи снабже-
ны закрылками, предназначенны-
ми для сгребания грунта в бункер.
Бункер смонтирован на подшип-
никовой опоре и поэтому в про-
цессе разбуривания уширения
стоит неподвижно на забое сква-
жины.
Два откидывающихся полу-
днища внизу бункера обеспечива-
ют быструю разгрузку грунта.
Фирма выпускает уширители
для разбуривания полостей диа-
метром от 1,8 до 5,5 м при диа-
метре скважин от 0,6 до 2,1. До-
стоинством уширителей является
простота конструкции, обеспечи-
вающая безотказную их работу.
Недостатком является малое ко-
личество грунта, собираемого за
цикл разбуривания уширения, а
также большая высота ушири-
теля.
Сваи-столбы с уширенным ос-
нованием широко используют при
строительстве зданий и сооруже-
ний во многих городах Англии, где
под слоем толщиной до 15 м ал-
лювиальных отложений залегают
коренные глины полутвердой и
твердой консистенции, являющие-
ся несущим пластом для возводи-
мых фундаментов.
Такие геологические условия
являются благоприятными для
производства работ насухо по бу-
рению скважин и заполнению их
бетонной смесью. В пределах во-
донасыщенных поверхностных
слоев грунта бурение скважин
производят с использованием ин-
вентарных обсадных труб, кото-
рые в зависимости от диаметра
заглубляют путем забивки специ-
альными долотами или задавли-
ванием с вращением, используя
для этого штангу буровых стан-
ков, к низу которой для этой цели
крепят специальную траверсу,
Рис. 12.16. Съемные расширители
скважин:
1 — ковшовый бур; 2 — патрубок; 3 — от-
верстие для стопорного болта; 4 — рас-
ширитель с зубьями; 5.— траверса; 6 —
патрубок для'крепления бура к штанге
Рис. 12.17. Уширитель, закреп
ленный к низу буровой
штанги
333
Рис. 12.18. Уширитель фирмы «Мак Алпайн»
входящую в две диаметрально расположенные прорези в верхней
части обсадной трубы. Трубу залавливают гидравлическими дом-
кратами через штангу во время ее вращения аналогично принуди-
тельному заглублению бура при разработке плотных грунтов.
После укладки бетонной смеси в скважины обсадную трубу из-
влекают краном грузоподъемностью 10—50 т. При недостаточной
его мощности для нарушения сцепления трубы с грунтом и бетон-
ной смесью ее предварительно смещают с помощью гидравличе-
ских домкратов, упирающихся в съемный хомут, а затем извлека-
ют краном.
Инвентарные трубы в зависимости от их диаметра имеют стенки
толщиной 10—14 мм. Нижний конец труб не имеет дополнительно-
го бандажа. Сделано это для того, чтобы обеспечить плотное при-
легание грунта к наружной поверхности трубы в пределах их ниж-
ней части и тем самым предотвратить просачивание воды.
На заглубление обсадной трубы в грунт без твердых включе-
ний затрачивают 0,5—1,0 ч в зависимости от ее размеров и физико-
механических свойств прорезаемых трубой грунтов. Встречаемые
при погружении твердые включения разбуривают долотом сварной
конструкции, которое для этой цели подвешивают на канате к крю-
ку крана.
Для устройства скважин насухо в связных грунтах используют
шнеки, которые имеют более высокую производительность по срав-
нению с ковшовыми бурами.
Специфическим условиям строительства фундаментов больших
и средних мостов в наибольшей степени соответствует оборудова-
ние вращательного действия, обеспечивающее бурение вертикаль-
ных и наклонных скважин диаметром до 2 м и устройство ушире-
ний диаметром до 5—6 м.
334
Таблица 12.10
Метод крепления поверхности скважины Конец патрубка Расположение концов патрубка при бурении скважины
на суше или с островка на местности, покрытой водой
Глинистым Верхний В ровень с поверхно- Минимум на 0,5 м вы-
раствором Избыточным Нижний Верхний стью грунта Не менее 2 м ниже по- верхности грунта Не ниже поверхности ше уровня воды с уче- том волны Минимум на 3 м ниже дна с учетом его размы- ва у патрубка Минимум на 0,5 м вы-
давлением воды Нижний грунта и не менее чем на 0,5 м выше уровня воды в патрубке Не менее 3 м ниже по- верхности грунта ше уровня воды в па- трубке Минимум на 3 м ниже дна с учетом его раз- мыва
Для предотвращения обрушения неустойчивых грунтов с боко-
вой поверхности скважин в их полость заливают воду или глини-
стый раствор, чтобы создать избыточное давление, превышающее
на 0,3—0,7 кгс/см2 давление грунтовой воды, окружающей сква-
жины. В ряде случаев для этой цели используют инвентарные об-
садные трубы.
При использовании избыточного давления воды в скважинах
необходимо постоянно поддерживать уровень воды на 3,5—6,0 м
выше уровня грунтовых или поверхностных вод.
Глинистый раствор следует применять для крепления скважин
во всех случаях, когда невозможно использовать избыточное давле-
ние воды, а также при бурении уширений в несвязных грунтах.
Применяемый для крепления поверхности скважин и уширений
глинистый раствор, представляющий механическую смесь воды с
глиной, должен иметь следующие показатели (параметры): плот-
ность— 1,05—1,5 г/см3; вязкость— 17—28 с; суточный отстой — не
более 8%; стабильность — не более 0,05 г/см3; содержание песка —
не более 10%; осаждение песка — не более 5%.
Для предотвращения обрушения грунта из верхней части сква-
жин, которые бурят при наличии в них глинистого раствора или из-
быточного давления воды, рекомендуется применять инвентарную
трубу-патрубок. Длину патрубка принимают по данным табл. 12.10.
Инвентарные обсадные трубы рекомендуется использовать при бу-
рении скважин вблизи фундаментов существующих сооружений,
когда другие способы их крепления не гарантируют от обрушения
грунта (из-за наличия напорных вод, прослоек ила и др.).
Длину обсадной трубы следует назначать такой, чтобы ее ниж-
ний конец был на 1 м глубже проектной отметки торца столба, а
верхний — на 0,5 м выше уровня акватории, а на суходолах — не
ниже поверхности грунта в месте бурения. Внутренний диаметр
обсадной трубы должен на 5—10 см превышать габаритный размер
335
грунторазрабатывающего органа. Инвентарную обсадную трубу
следует готовить из отдельных стыкуемых между собой секций.
Допускается использовать трубу из листовой стали толщиной не
менее 12 мм, изготовленную секциями, которые взаимно стыкуются
с помощью болтов или электросварки. В последнем случае демонтаж
извлекаемой из скважины трубы осуществляется путем резки ав-
тогеном.
Обсадную трубу рекомендуется заглублять в грунт, вдавливая
ее ковшовым буром, или использовать для этой цели вибропогру-
жатель с центральным отверстием, позволяющим удалять грунт из
скважины без снятия его с трубы. Вибропогружатель рекомендует-
ся использовать также и для извлечения обсадной трубы из сква-
жины после заполнения ее бетонной смесью.
§ 12.3. Бурение скважин в свальных породах
Для обеспечения заделки низа столбов в скальные породы бу-
рят скважины, глубина которых определяется расчетом в зависи-
мости от прочности пород, характера и величины расчетных нагру-
зок, воспринимаемых столбами.
В СССР и за рубежом скважины в скальных породах бурят
станками ударно-канатного и вращательного действия. Станки вра-
щательного бурения имеют рабочий орган — бур для сплошного
разбуривания основания скважины (забоя) или же только для вы-
буривания керна (колонковое бурение).
Из большого количества типов станков ударно-канатного дей-
ствия, выпускаемых отечественной промышленностью для разных
отраслей народного хозяйства (применительно к бурению скважин
в скальных породах с целью заделки в них низа свай и столбов)
используют несамоходные станки моделей УКС-22М и УКС-ЗОМ
(рис. 12.19), а также самоходный БС-1М (рис. 12.20) (табл. 12.11).
Таблица 12.11
Параметры Модели станков
УКС-22М УКС-ЗОМ БС-1М
Диаметр скважины, см 60 90 30
Глубина бурения, м 300 500 300
Масса долота, т 2 2,5 2—3
Высота подъема долота над забо- 0,35—1,0 0,5—1,0 0,5—1,0
ем, м Частота ударов в минуту 40—50 40—50 48—55
Мощность электродвигателя приво- 20 40 55—75
да, кВт Высота станка в рабочем положе- 12,7 16,3 15,05
нии, м То же, в транспортном положе- 2,75 3,5 3,8
нии, м Масса станка, т 7,6 12,7 24
336
Несамоходные станки смонти-
рованы на раме, имеющей че-
тыре автомобильных колеса,
самоходные — на раме с гусе-
нечным ходом.
Сущность ударно-канатного
бурения сводится к дроблению
породы долотом, периодически
поднимаемым и сбрасываемым
на поверхность породы с высо-
ты 0,5—1,0 м с помощью криво-
шипного механизма и оттяжной
рамы.
Долото подвешивают к стан-
ку на канате. Такая подвеска
решает две задачи: с одной
стороны значительно упроща-
ются спуск и подъем долота в
глубокие скважины, а с дру-
гой — автоматически обеспечи-
вается поворот долота в плане
на 5—10° за каждый цикл подъ-
ема и сбрасывания его на за-
бой, а это, в свою очередь, спо-
собствует равномерному дроб-
лению породы по всей площади
основания скважины. Достига-
ется это тем, что в момент
подъема долота свивка прядей
натянутого каната, заставляя
его упруго раскручиваться, вы-
нуждает поворачиваться доло-
то. За время подъема долото
успевает повернуться на не-
большой угол. После падения
долота на забой канат, лишен-
ный натяжения, закручивается
Рис. 12.19. Станок ударно-канатного
бурения УКС-30М:
/ — рама; 2 —двигатель; 3 — оттяжная ра-
ма с амортизатором; 4 — тяга к кривошипу;
5 — подкосы; 6 — мачта; 7 — долото; 8 —
оболочка- 9 — грунт; 10 — скальная порода
Рис. 12.20. Станок ударно-канатного
бурения БС-1М:
1 — гусеничный ход; 2 — рама; 3 — привод;
4 — оттяжная рама с блоком; 5 —канат;
6 — подкос; 7 — пружинный амортизатор;
8 — направляющая стрела; Р —долото;
10 — домкрат
337
Рис. 12.21. Реактивно-турбинный
агрегат:
1 — скальная порода; 2 — шарошечное
долото; 3 — турбобур; 4 — пригрузка;
5 — траверса для объединения турбо-
буров; 6 — труба для подачи высоко-
напорной воды; 7 —эрлифт
до первоначального состояния.
Возможность закручивания кана-
та обеспечивается тем, что за-
крепленная на конце каната муф-
та, на которой подвешено долото,
может вместе с канатом свободно
проворачиваться в прорези до-
лота.
Для бурения скважин диамет-
ром до 1,4 м включительно оте-
чественные мостостроительные ор-
ганизации чаще всего используют
станки УКС-ЗОМ. с долотами ли-
той конструкции. Опыт примене-
ния клепаных долот показал, что
они быстро выходят из строя.
По сравнению с клепаными
применение литых долот способст-
вовало повышению в 2—3 раза
производительности бурения сква-
жин и уменьшению в 4—5 раз за-
трат труда главным образом за
счет исключения простоев, свя-
занных с частой заменой и ремон-
том клепаных долот.
Применяемые в зарубежной
практике станки ударно-канатно-
го действия имеют конструкции,
аналогичные отечественным. Кро-
ме литых долот, там применяют
долота, сваренные из прокатной
стали толщиной 7—10 см.
Из станков вращательного бу-
рения скважин в скальных поро-
дах (для строительства фунда-
ментов мостов) наиболее произво-
дительными в настоящее время
являются агрегаты реактивно-
турбинного бурения (РТБ). В реактивно-турбинном агрегате ис-
пользуют два, три или четыре одновременно работающих турбобура
с долотами (рис. 12.21).
Нагнетаемая под большим давлением вода приводит во враще-
ние валы турбобуров. Поскольку все валы вращаются в одну сто-
рону, то при соприкосновении долот с поверхностью породы со-
здается реактивная сила, под воздействием которой агрегат начи-
нает вращаться в противоположную сторону. В результате этого
долота обрабатывают всю площадь забоя большого диаметра.
Турбобуры вращаются со скоростью 500—800 об/мин; агрегат
вращается со скоростью 10—40 об/мин.
338
Таблица 12.12
Параметры
Модели реактивно- турбинных агрегатов Диаметр скважины, см Число рабо- тающих тур- бобуров, шт. Давление во- лы, кгс/сма Забойная мощность агре- гата, л. с., при расходах воды, л/с Длина агре- гата, см Масса агре- гата, т
70 80 90
РТБ-760 76 2 ПО 170 250 360 1123,5 11,7
РТБЗ-920 92 2 ПО 170 250 360 1131,5 13
РТБ-1020 102 2 100 170 250 360 1203,5 18,7
РТБ-1310 131 2 170 250 360 1184,7 18,8
РТБ-1560 156 2 170 250 360 1144,4 48,3
РТБ-1624 162,4 3 225 375 540 1159 —
РТБ-2080 208 3 по 225 375 540 1227 39,6
Забой очищается от частиц разбуренной породы струями воды,
выходящей под давлением 20—30 кгс/см2 из нижней части долот.
Мелкие частицы породы выносятся из скважины потоком воды.
Крупные частицы удаляют эрлифтом, смонтированным в конструк-
ции агрегата пли спускаемым в скважину. В последнем случае, не
прекращая подачи воды в турбобуры, агрегат приподнимают на
10—20 см над забоем. Выходящая из работающих турбобуров под
большим давлением вода взмучивает частицы породы, поддержи-
вая их постоянно во взвешенном состоянии, что способствует зна-
чительному ускорению очистки забоя эрлифтом.
Для работ по строительству фундаментов используют буровые
агрегаты из числа выпускаемых для горнодобывающей промышлен-
ности (табл. 12.12).
Утяжеление турбобуров постановкой специальных отливок про-
изводят с целью повышения производительности бурения скальных
пород.
Вследствие низкого коэффициента полезного действия турбобу-
ров мощность привода насосов, питающих турбобуры, превышает
в 2—2,5 раза фактическую (забойную) мощность агрегатов.
Мощность станков РТБ значительно превышает мощность стан-
ков ударно-канатного действия. Поэтому станки РТБ целесообраз-
но использовать при необходимости устройства большого количе-
ства скважин.
Существенным недостатком станков УКС и РТБ является
сплошное бурение скважин, при котором вся порода в объеме сква-
жин механически измельчается, а затем удаляется за пределы сква-
жин. На такое измельчение затрачивается много энергии. Более
экономичным способом является колонковое бурение, при котором
по периметру скважины обуривается, а затем извлекается керн
скальной породы. В этом случае измельчению подвергается
20—30% породы, остальная часть породы из скважин удаляется в
виде керна. ЦНИИС Минтрансстроя создал такой станок для бу-
рения скважин диаметром до 2 м.
339
§ 12.4. Установка арматуры и укладка бетонной смеси
в скважины
Армирование свай и свай-столбов производят согласно проекту
фундамента, как правило, заранее изготовленными каркасами.
Если сваи воспринимают преимущественно сжимающие нагрузки
без существенных изгибающих моментов, ограничиваются установ-
кой нескольких стержней продольной арматуры в пределах верхней
части свай для возможности осуществления доброкачественного
соединения с плитой фундамента или непосредственно с несущими
колоннами.
Арматурные каркасы изготавливают, как правило, с помощью
приводных станков (см. гл. 10). Небольшое количество каркасов
готовят с применением кондукторов простейшей конструкции. Если
длина каркаса превышает длину барабана станка, изготовляют
отдельные секции, которые стыкуют до установки каркаса в сква-
жину или по мере его опускания в проектное положение.
Предварительное стыкование секций каркаса выполняют, как
правило, электросваркой при горизонтальном положении на специ-
ально выделенной площадке. В случае наращивания каркаса по
мере заглубления его в скважину продольные стержни стыкуют
путем взаимного перепуска их концов на величину, определяемую
расчетом, но не менее 30 диаметров стержня при арматуре перио-
дического профиля и 50 диаметров стержня при гладкой арматуре.
Для повышения жесткости в каждом арматурном каркасе, кро-
ме продольных стержней и спирали, равномерно по его длине, на
расстоянии около 2 м друг от друга, устанавливают наружные
кольца стержней такого же диаметра, что и продольная арматура
(рис. 12.22). Каждое кольцо соединяют с продольными стержнями
четырьмя стальными фасонками, расположенными равномерно по
периметру кольца. В каркасах длиной более 15 м два концевых
кольца присоединяют сваркой к каждому продольному стержню.
Непосредственно у места строповки на трети длины от верха
каркаса устанавливают с его внутренней стороны на расстоянии
0,3 м друг от друга два аналогичных кольца, приварив их к стерж-
ням продольной арматуры.
Чтобы обеспечить предусмотренную проектом толщину защит-
ного слоя бетона вертикального столба, к трем продольным стерж-
ням каркаса в местах их пересечения с кольцами жесткости прива-
ривают фиксирующие коротыши из полосовой стали сечением не
менее 60x8 мм (см. рис. 12.22). Для каркаса наклонно располо-
женного столба взамен коротышей к двум нижним арматурным
стержням приваривают направляющие полозья из уголковой или
полосовой стали.
За рубежом, например в Англии, некоторые фирмы для обеспе-
чения необходимого по толщине защитного слоя бетона к арматур-
ному каркасу крепят через 3—4 м по его длине бетонные диски
диаметром, равным удвоенной величине защитного слоя и толщи-
ной около 5 см. Каждый диск надевают на арматурный стержень
340
Рис. 12.22. Арматурный каркас:
а —с фиксирующими коротышами; б —
с направляющими уголками;
1 — стержни продольной арматуры; 2—
спиральная арматура; 3 — кольца жест-
кости; 4 — коротыши; 5 — уголки •
диаметром 16—18 мм и длиной
0,2—0,3 м, который вязальной
проволокой крепят к спиральной
арматуре в местах пересечения
с продольными арматурными
стержнями. По периметру карка-
са диски располагают на расстоя-
нии 1—2 м друг от друга.
Особое внимание приходится
уделять осуществлению мер по
предотвращению поднятия карка-
са бетонной смесью, особенно в
начальный период интенсивной ее
укладки в скважину. Для этого к
низу каркаса, подвешенного в
верхней части скважины, прива-
ривают два диаметрально распо-
ложенных продольных стержня, к
которым в уровне забоя крепят
на электросварке анкеры из угол-
ков.
Если каркас устанавливают на
забой скважины, коротыши кре-
пят непосредственно к продоль-
ным арматурным стержням.
Для возможности контроля положения каркаса по глубине
скважины после его установки и в процессе укладки бетонной
смеси к одному из продольных стержней (в период опускания кар-
каса в скважину) приваривают стальной прут такой длины, чтобы
его верх возвышался на 10—20 см над обсадным патрубком.
В зависимости от способа устройства скважин и уширений в
грунте бетонную смесь укладывают насухо или под водой (глини-
стым раствором), с уплотнением или без уплотнения, в полость
обсадной трубы или в полость необсаженной скважины.
Бетонную смесь укладывают насухо без дополнительного уплот-
нения в скважины, пробуренные без обсадных труб в сухих связ-
ных грунтах. В этом случае смесь подают, как правило, через бе-
тонолитные трубы или рештаки так, чтобы их нижний конец был
заглублен на 0,1—0,3 м в уложенную смесь. Предполагается, что
при такой технологии укладки не будет происходить расслоение
смеси. Между тем в Англии многие строительные фирмы не при-
держиваются этого правила. Независимо от глубины и диаметра
скважин и уширений их бетонируют путем свободного спуска сме-
си из направляющего желоба автобетоновозов емкостью 4—5 м3,
которые, как правило, на период бетонирования подходят строго по
графику с интервалом, не превышающим 5 мин. Для укладки сво-
бодным сбросом используют смесь, приготовленную на щебне с
фракциями крупностью до 3 см, вводя в нее пластификаторы для
уменьшения расхода цемента.
341
Консистенция укладываемой смеси характеризуется осадкой ко-
нуса 18—20 см.
Если инвентарные обсадные трубы погружают в грунт с закры-
тым нижним концом, то бетонную смесь укладывают насухо, трам-
буя ее по мере извлечения труб из грунта. Так, бетонирование свай
по способу Франки начинают с уменьшения высоты бетонной проб-
ки в заглубленной в грунт обсадной трубе. Для этого, удерживая
трубу полиспастами копра от углубления в грунт сверх предусмот-
ренного проектом, ударяют молотом по пробке, уменьшая ее высо-
ту путем вытеснения из трубы. Чтобы предотвратить возможность
прорыва грунтовых вод в трубу, в ней постоянно сохраняют пробку
высотой 0,2—0,5 м.
После вытеснения пробки в трубу засыпают небольшими пор-
циями жесткую смесь, уплотняя ее ударами молота, которым по-
гружали обсадную трубу. Поскольку труба закреплена полиспас-
тами от смещения, то выходящая из нее уплотненная бетонная смесь
образует уширенную пяту (см. рис. 12.1). Размер пяты определяют
по объему уложенной смеси. Обычно ограничиваются устройством
пяты, диаметр которой превышает в 2—5 раза диаметр ствола сваи.
Затем после установки арматурного каркаса в трубу * загружают
очередную порцию пластичной бетонной смеси объемом 0,1—
0,15 м3. Опустив молот на поверхность смеси, приподнимают обсад-
ную трубу на величину, при которой в ее полости сохраняется бе-
тонная пробка высотой 0,2—0,3 м. Повторяя циклы бетонирования,
заполняют смесью всю скважину.
Если по высоте сваи требуется сделать местные уширения (для
повышения несущей способности в плотных грунтах), то укладыва-
ют жесткую смесь с трамбованием ее по технологии, принятой для
формования уширенной пяты.
Трамбование смеси или дополнительная ее пригрузка, обеспечи-
вая повышение плотности, а следовательно, и прочности бетона,
способствуют предотвращению разрыва ствола бетонируемой сваи
из-за сцепления его с боковой поверхностью извлекаемой обсадной
трубы. Поскольку опасность разрыва сплошности смеси наиболее
вероятна вблизи поверхности обсадной трубы, то при укладке сме-
си в скважины, устраиваемые оборудованием фирмы «Беното»,
«Като» и др., трубу наддергивают только после того, как ее предва-
рительно осадят на некоторую величину. При этом величина подъ-
ема трубы в 1,5—2 раза превышает величину осаживания. По та-
кой технологии бетонируют также часто трамбованные сваи, сваи
фирмы «Помель» и др. Если это требование нарушается, то в сва-
ях образуются разрывы бетона, заполненные грунтом.
В случаях устройства скважин в водонасыщенных грунтах с
применением открытых снизу обсадных труб или же без труб, когда
не удается осушить скважины, смесь укладывают подводным спо-
собом.
Из трех известных методов подводного бетонирования — верти-
кально перемещаемой трубы (ВПТ), восходящего* раствора (ВР)
и с помощью кубел — в отечественной практике фундаментострое-
342
Рис. 12.23. Схема подводной
укладки бетонной смеси спосо-
бом ВПТ:
1 _ грунт; 2 — оболочка (обсадная
труба или скважина); 3 —бетоно-
литная труба; 4 — бетонная смесь
ния применяют первый метод. Хо-
рошее качество бетона, уложенного
по методу ВПТ, может быть обеспе-
чено только при строгом соблюде-
нии выработанных практикой пра-
вил подводного бетонирования.
Более подробное освещение здесь
особенностей подводного бетониро-
вания продиктовано стремлением
обратить внимание на необходи-
мость особо серьезного отношения к
выполнению таких работ.
При способе ВПТ в полость сква-
жины по стальной трубе диаметром
20—30 м подают литую бетонную
смесь. При способе ВР сначала ук-
ладывают камень или крупный ще-
бень, а затем по трубам диаметром
5—20 см подают цементный раствор,
который заполняет пустоты в камен-
ной наброске или щебеночной от-
сыпке. В обоих случаях концы труб
в течение всего процесса бетониро-
вания располагают ниже поверхности свежеукладываемой бетонной
смеси или раствора.
Укладка смеси кублами малопроизводительна, а главное, каче-
ство уложенного бетона (при прочих равных условиях с методом
ВПТ) будет ниже.
Метод ВПТ обеспечивает высокую производительность и хоро-
шее качество бетона при укладке смеси на водотоках глубиной
до 50 м.
Сущность подводной укладки бетонной смеси способом ВПТ
(рис. 12.23) заключается в использовании трубы для подачи бетон-
ной смеси к месту укладки через толщу воды в условиях, исклю-
чающих воздействие воды на смесь. Только поверхность первой
порции смеси, вышедшей из трубы, соприкасается с водой; вся же
остальная смесь, поступающая через заглубленный в бетонную
смесь конец трубы, воды не касается.
По мере подъема уровня смеси в скважине, трубу перемещают
вертикально вверх, оставляя нижний ее конец постоянно заглублен-
ным в смесь.
Особенностью этого способа укладки является обеспечение дви-
жения бетонной смеси по бетонолитной трубе с необходимой ско-
ростью в условиях сообщающихся сосудов, когда давлению столба
смеси высотой t+H+h (см. рис. 12.23), находящейся в трубе, про-
тиводействуют давление столба воды Н и бетонной смеси t вне
пределов трубы, а также силы сопротивления движению смеси
вследствие трения смеси о стенки трубы и при взаимодействии вы-
ходящей смеси с ранее уложенной.
343
Таблица 12.13
Отверстия сит, мм
Заполнитель ^макс Q,5d ’ макс 5 1,2 0,3 0,15
Полные остатки на ситах, %
Крупный 0—10 20—40 • 40—60
Мелкий — — — 60—70 85—95 90—97
С изменением заглубления трубы в смесь изменяется величина
сил сопротивления на выходе смеси из трубы, что позволяет регу-
лировать скорость движения смеси по трубе, а следовательно, и
интенсивность бетонирования.
Вследствие специфических условий подводного бетонирования
состав бетонной смеси необходимо подбирать, обращая особое
внимание не только на обеспечение прочности и монолитности бе-
тона, но и на придание смеси требуемой подвижности и связности.
Чтобы рбеспечить необходимую подвижность бетонной смеси, не
увеличивая расхода цемента, применяют в качестве крупного запол-
нителя гравий или смесь гравия с щебнем.
Для подводного бетонирования применяют заполнители с грану-
лометрическим составом в пределах, приведенных в табл. 12.13.
Цемент независимо от метода бетонирования должен иметь марку
не ниже 300 кгс/см2 с началом схватывания не менее 3 ч.
Применение указанных заполнителей обеспечивает необходи-
мую подвижность и связность бетонных смесей при расходе цемен-
та 300—350 кг на 1 м3. Введение в состав смеси воздухововлекаю-
щих пластифицирующих добавок снижает на 8—10% расход цемен-
та по сравнению с указанным.
Опыт подводного бетонирования показывает, что при использо-
вании добавок можно получить литые смеси с водоцементным от-
ношением 0,55—0,65 и прочность бетона 200—300 кгс/см2 при объ-
емной массе 2,35—2,45 т/м3.
По действующим нормам марку бетона для подводных работ
назначают по 10% больше требуемой прочности, что обусловлена
спецификой подводного бетонирования.
Бетонную смесь способом ВПТ укладывают без дополнительно-
го трамбования или виброуплотнения, поэтому применяют литые
смеси высокой подвижности с осадкой конуса 14—20 см.
Способность смеси сохранять подвижность принято характери-
зовать показателем подвижности К, измеряемым в часах или мину-
тах. Этот показатель представляет промежуток времени, в течение
которого смесь от момента приготовления до укладки на место со-
храняет свою подвижность до величины, оцениваемой осадкой ко-
нуса 14—15 см. Для определения этого показателя строят график
зависимости подвижности от времени путем последовательных ис-
344
.пытаний проб смеси, сохраняемых под водой в
условиях укладки, через 30, 60 и 90 мин после
приготовления.
В действующих нормах рекомендуется при-
менять для подводного бетонирования смеси с
величиной Л>40 мин.
При неправильном подборе состава смеси
возможно оседание и самоуплотнение частиц,
напоминающее уплотнение водонасыщенного
песка, что приводит к уменьшению подвижно-
сти смеси. Оседающие и уплотняющиеся под
действием сил тяжести частицы бетонной сме-
си вытесняют воду, которая выходит на по-
верхность. По степени водоотделения оценива-
ют устойчивость бетонных смесей против уп-
лотнения и расслоения, т. е. их способность со-
хранять подвижность.
Опыт подводного бетонирования подтверж-
дает, что смеси с большим водоотделением в
процессе транспортирования и укладки рассла-
иваются и быстро теряют начальную подвиж-
ность.
Относительное водоотделение АВ, характе-
ризующее относительное уплотнение смеси, мо-
жет быть оценено отношением объема отделив-
шейся воды Ув к объему бетонной смеси Уб.
Водоотделение определяют по количеству во-
ды, выделенной бетонной смесью в течение 2 ч
спокойного отстаивания в закрытом водонепро-
Рис. 12.24. Бетоно-
литная труба:
/ — приемная ворон-
ка; 2 — вибратор; 3 —
столик; 4 — секция
трубы; 5—стык сек-
ций; 6 — бандаж
ницаемом сосуде.
По результатам лабораторных исследований, подтвержденных
опытом подводного бетонирования, установлено, что наибольшие
значения показателя сохранения подвижности имеют бетонные сме-
си с водоотделением АВ = 0,012—0,016. Для применения рекомен-
дуются смеси с относительным водоотделением АВ = 0,012-=-0,020.
Для подводного бетонирования применяют трубы диаметром
20—30 см (рис. 12.24), состоящие из отдельных звеньев, изготов-
ленных из листовой -стали толщиной 3—5 мм. Звенья соединяют
фланцево-болтовыми стыками с водонепроницаемыми прокладка-
ми. На верхнем конце трубы крепят бункер для приема смеси.
В основании бункера ставят навесной электровибратор мощностью
1,0—1,5 кВт, который включают в работу в случае заклинивания
смеси в трубе.
При интенсивности подачи смеси:
3—5 м3/ч рекомендуются трубы d=20—25’ см
5—10 » » » d=25—30 »
10—20 » » » d=30 »
Бункер имеет объем, равный объему трубы. Если объема бунке-
ра недостаточно для создания необходимого запаса смеси первой
345
порции, применяют дополнительный (приемный) бункер с затвором.
Увеличение объема основного бункера нецелесообразно из-за воз-
можных затруднений с подъемом и опусканием трубы в процессе
бетонирования.
Бетонолитную трубу подвешивают к порталам, башенным нодъ?
емникам и другим устройствам. Подъем и опускание трубы можно*
осуществлять ручными и электрическими фрикционными лебедка-
ми или талями.
Конструкция грузоподъемных устройств должна обеспечивать
вертикальное перемещение заполненной смесью трубы наибольшей
длины с точностью 2—5 см, а также позволять при необходимости
быстро опускать трубу на 30—50 см.
Для первоначального заполнения трубы бетонной смесью при-
меняют различной конструкции клапаны и пробки. Конструкция
пробок должна исключать возможность их заклинивания в трубе и
предохранять от соприкосновения с водой первую порцию бетона в.
процессе ее движения в трубе. В отечественной практике строи-
тельства мостов наибольшее распространение получили свободно-
скользящие деревянные или стальные пробки, а также пробки из
пакли, мешковины с опилками и др.
Пробки устанавливают, как правило, в верхней части бетоно-
литной трубы, чаще всего подвешивая их при помощи простейших
приспособлений в основании воронки. Реже пробки или клапаны
располагают на нижнем конце бетонолитной трубы. Объясняется
это тем, что при верхнем расположении пробки она при движении
смеси по трубе отжимает воду, которая, выходя из трубы, хорошо
очищает от шлама место непосредственного бетонирования. Кроме
того, размещение пробки в верхней части трубы упрощает ее уста-
новку и-осуществление контроля за «работой» пробки, что особен-
но важно при укладке бетонной смеси на больших глубинах.
Для укладки бетонной смеси применяют одну трубу, располагае-
мую по продольной оси скважины.
Для надежной изоляции укладываемой смеси от соприкоснове-
ния с водой бетонолитная труба в течение всего периода бетониро-
вания должна быть погружена нижним концом в свежеуложенную
смесь.
Наблюдениями за подводным бетонированием установлено, что
заглубление трубы в основном зависит от интенсивности укладки
смеси и ее пластических свойств и не может быть увеличено про-
извольно.
Необходимое заглубление трубы в смесь можно определить из
выражения
где К — показатель сохранения подвижности смеси, ч; J — ин-
тенсивность бетонирования, м3/м2-ч.
При соблюдении этого условия вновь поступающая бетонная
смесь растекается под прикрытием верхнего слоя, покрытого свер-
ху шламом.
346
Минимальное заглубление трубы в смесь должно быть 0,8 м.
С увеличением заглубления по сравнению с минимальным каче-
ство бетонной кладки улучшается. Для увеличения заглубления сле-
дует повышать интенсивность бетонирования или применять смеси
с более высоким показателем сохранения подвижности.
При бетонировании методом ВПТ движение укладываемой сме-
си происходит под действием давления столба бетонной смеси в
трубе. Минимально необходимое превышение столба смеси над во-
дой в различные моменты бетонирования можно определить по
формуле к = г—0$Н>
где Н—глубина бетонирования, м; г — радиус действия бето-
нолитной трубы, м.
Если величина превышения столба смеси над поверхностью во-
ды Л, подсчитанная по формуле, получается менее 0,5 м или отри-
цательной, ее назначают исходя из условий производства работ.
Увеличение превышения столба смеси над уровнем воды улуч-
шает условия растекания смеси при обеспечении необходимого за-
глубления трубы, которое в этом случае должно возрастать.
Решающим фактором, обеспечивающим нормальный режим и
качество работ при подводном бетонировании, является интенсив-
ность укладки бетонной смеси. Необходимую интенсивность опреде-
ляют, исходя из производительности бетонного завода и укладоч-
ных средств и в соответствии с нормативными документами прини-
мают не менее 0,3 м3/м2-ч.
Работы по подводному бетонированию включают следующие
основные операции: установку бетонолитной трубы; заполнение тру-
бы бетонной смесью; укладку смеси с интенсивностью не менее до-
пустимой; освобождение трубы от смеси по окончании бетониро-
вания.
Для первоначального заполнения трубы (рис. 12,25, а) смесью
в горловине (устье) бункера подвешивают пробку на подвеске и
заполняют бункер бетонной смесью. Затем трубу приподнимают
над забоем скважины на величину, при которой обеспечивается
выход пробки, и освобождают последнюю от закрепления
(рис. 12.25, б).
При быстром опорожнении бункера (рис. 12.25, в), опережаю-
щем восполнение его бетонной смесью, с целью замедления выхода
смеси трубу резко осаживают (рис. 12.25, г).
В процессе бетонирования заполнение трубы бетонной смесью
(рис. 12.25, д) должно осуществляться без продолжительных пере-
рывов с регулированием интенсивности вытекания смеси из трубы
путем изменения скорости подъема трубы. При этом низ трубы дол-
жен быть заглублен в смесь так, чтобы уровень бетонной смеси в
трубе был не ниже уровня воды или глинистого раствора в полости
скважины. При установившемся режиме бетонирования средняя
скорость подъема трубы соответствует интенсивности подъема
уровня уложенной бетонной смеси.
По окончании подводного бетонирования бетонолитную трубу
извлекают. Подъем трубы в момент выхода ее низа из бетонной
347
Рис. 12.25. Последовательность операций по укладке смеси:
/ — труба; 2 —пробка; 3 — бетонная смесь; 4 — подвеска пробки
смеси должен быть осуществлен как можно быстрее, чтобы вода,
которая в это время прорывается в трубу, не могла сильно размыть
верхний слой свежеуложенной бетонной смеси. Чтобы полностью
избежать такого размыва уложенной бетонной смеси, сначала сле-
дует заполнить через бункер бетонолитную трубу водой, а затем
извлекать ее из смеси.
Нарушения требований в отношении подбора состава бетонной
смеси, заглубления в нее трубы и режима бетонирования приводит
к закупорке трубы бетонной смесью или прорыву в трубу воды.
Для ликвидации закупорки трубу поднимают, а затем рывком
осаживают и, кроме того, включают вибратор, установленный в
основании бункера. Если закупорку указанными приемами устра-
нить не удается, бетонирование прекращают, трубу извлекают, очи-
щают и тщательно промывают.
После этого бетонирование возобновляют, повторяя все подго-
товительные операции.
Вода в трубу может проникать через неплотности во фланцевых
соединениях отдельных звеньев, а также вследствие ее прорыва
при недостаточном заглублении низа трубы в бетонную смесь.
В случае поступления в трубу воды бетонирование должно быть не-
медленно прекращено, так как сбрасывание смеси в воду всегда
приводит к ее расслоению и потере прочности бетона.
Бетонирование после перерыва может быть возобновлено не-
медленно, если перерыв не превышал времени, равного показателю
сохранения подвижности смеси. После длительного перерыва бето-
нирование возобновляется по достижении уложенным бетоном
прочности 20—25 кгс/см2. Перед возобновлением бетонирования
поверхность ранее уложенного бетона необходимо расчистить от
шлама и туфообразного слоя.
348
Правильность режима бетонирования легко контролировать по
уровню бетонной смеси в бетонолитной трубе. Нормально смесь
должна располагаться на уровне устья приемной воронки и не
опускаться, как правило, ниже уровня воды, окружающей трубу.
Иногда при повышенной подвижности смеси уровень ее опускается
ниже поверхности воды в скважине. В этом случае приходится ре-
гулярно проверять уровень смеси в трубе, замеряя его при помо-
щи шнура, на нижнем конце которого прикреплен нетонущий в бе-
тонной смеси груз.
Такой контроль позволяет принять своевременные меры для пре-
дупреждения прорыва воды в трубу.
Качество укладываемой смеси и бетона контролируют йо про-
бам, отбираемым на бетонном заводе и на месте укладки смеси.
Результаты наблюдений за интенсивностью укладки смеси, ве-
личиной заглубления трубы и уровнем бетонной смеси в трубе ре-
гулярно записывают в журнале производства подводного бетони-
рования.
Качество бетона, уложенного подводным способом, в случае не-
обходимости дополнительно контролируют по результатам испыта-
ний выбуренных кернов.
Чтобы выявить влияние на прочность бетона особенностей под-
водной укладки смеси в полость железобетонных оболочек диамет-
ром 1,55 м и скважины диаметром 1,35 м при глубине воды
35—45 м, на строительстве моста через р. Янцзы было проведено
выборочное контрольное бурение бетона в столбах фундамента
каждой из семи русловых опор. Всего пробурено 28 контрольных
скважин в 26 столбах (12% от общего числа столбов). Бурение про-
изводили станками КАМ-300 через всю толщу (до 35 м) бетона
заполнения оболочек и скважин с заходом на несколько метров в
скальную породу. В процессе бурения контролировали качество
контакта бетона со скальной породой забоя скважин.
Из выбуренных кернов изготовили около 600 образцов высо-
той, равной диаметру (от 7 до 12 см). Все образцы были испытаны
на сжатие до разрушения. Из каждой контрольной скважины испы-
тывали от 13 до 28 образцов, отобранных с различной глубины.
Часть образцов была использована для определения объемной мас-
сы и микроструктуры бетона.
Для сопоставления получаемых результатов были испытаны
контрольные образцы, забетонированные в лабораторных условиях.
На основе проведенных испытаний установлено, что прочность об-
разцов бетона заполнения примерно соответствует прочности кон-
трольных образцов. Отклонения в ту или другую сторону были в
среднем в пределах 5—10%. При объемной массе контрольных ку-
биков 2,23 г/см3 образцы бетона столбов имели объемную массу в
пределах 2,13—2,27 г/см3. Подводный бетон — плотный, без каких-
либо признаков расслоения.
В результате проведения опытных работ было подтверждено,,
что подводная укладка смеси в полость оболочек диаметром 1,55 не
ухудшает качества бетона.
349
Осмотром выбуренных кернов установлено хорошее сцепление
бетона со скальной породой забоя скважин, что подтвердило доста-
точную эффективность очистки забоя скважин путем промывки его
напорной водой, выходящей из подмывных труб, укрепленных на
бетонолитной трубе.
Укладка литой бетонной смеси методом ВПТ, существенно упро-
щая технологию работ, приводите перерасходу цемента вследствие
наличия в смеси избыточной воды. Снижение подвижности уклады-
ваемой смеси без дополнительного на нее вибровоздействия иногда
приводило к заклиниванию смеси в бетонолитной трубе и как след-
ствие этого к перерыву подводного бетонирования и связанному с
ним образованию прослойки шлама в толще столба.
Чтобы сократить расход цемента на строительстве одного из со-
оружений, была проведена укладка жесткой бетонной смеси в по-
лость стальных оболочек диаметром 1,42 м, погруженных в морское
дно с заглублением в скальное основание. Длина оболочек — от 27
до 45 м. Всего в сооружении 102 оболочки.
Для укладки бетонной смеси изготовили бетонолитную трубу
диаметром 273 мм и длиной 47 м, состоящую из пяти секций. На
верхнем конце трубы установили приемную воронку объемом 3 м3.
Секции трубы соединяли фланцево-болтовыми стыками с резиновой
прокладкой толщиной 3 мм. Для центрирования в оболочке к каж-
дой секции трубы приварили направляющие в двух взаимно перпен-
дикулярных сечениях.
Первоначально в нижней части концевой секции трубы и в сред-
ней ее части установили по одному глубинному электромеханиче-
скому вибратору модели ИВ-60. Места ввода электрокабелей в
вибраторы тщательно загерметизировали для предотвращения по-
падания в них воды.
Питание каждого вибратора осуществляли от одного высокоча-
стотного преобразователя И-75В. Однако этого оказалось недоста-
точно вследствие значительных электрических потерь при 'кабеле
длиной свыше 50 м. Поэтому в дальнейшем питание каждого ви-
братора производили двумя преобразователями, соединенными па-
раллельно.
Смесь готовили в смесителях принудительного перемешивания
с использованием сульфатостойкого портландцемента марки 400,
песка с модулем крупности 2,5 и щебня с фракциями до 30 мм. Рас-
ход цемента — 330 кг на 1 м3 смеси. В качестве пластифицирующих
добавок в смесь вводили сдб (сульфитно-дрожжевую бражку) и
снв (смолу нейтрализованную, воздухововлекающую) в количествах
соответственно 0,2 и 0,01% массы цемента. Готовая смесь характе-
ризовалась осадкой конуса 6—7 см. В процессе укладки пришлось
увеличить пластичность смеси до 7—9 см.
Перед укладкой бетонной смеси предварительно промывали по-
лость скважины в скальной породе для удаления с поверхности
забоя остатков бурового шлама. Взамен трубок, обычно укреплен-
ных на бетонолитной трубе, было решено подавать воду непосред-
ственно в трубу. Для этого к верхнему фланцу трубы болтами при-
350
крепляли крышку со штуцером и шлангом, через который подавали
воду с расходом 90 м3/ч. Забой промывали в течение 1,0—1,5 ч до
осветления воды, переливавшейся через верх оболочки. Затем
крышку снимали и на ее место крепили приемную воронку, в горло-
вине которой подвешивали свободно скользящую пробку. После
этого воронку заполняли первой порцией смеси с осадкой конуса
8—10 см; трубу краном приподнимали на 3—5 см над забоем и
перерезали веревку, удерживающую пробку. Смесь со скользящей
впереди пробкой устремлялась в трубу, вытесняя находящиеся в
ней воздух и воду. Как только скользящая пробка достигала забоя,
движение смеси по трубе приостанавливалось. Тогда трубу вновь
медленно приподнимали над забоем еще на 20—25 см и движение
смеси возобновлялось.
После ухода смеси из воронки до уровня ее устья трубу опуска-
ли на забой и в воронку укладывали очередную порцию смеси с
осадкой конуса 7—9 см. Необходимая интенсивность укладки сме-
си достигалась попеременным поднятием на 1—2 м и опусканием
трубы при работающих вибраторах. В процессе бетонирования низ
трубы оставался заглубленным в смесь до 10,3 м.
Перестановка вибратора со средней части трубы на нижнюю,,
в дополнение к одному имевшемуся там, способствовала повышению
интенсивности бетонирования. Каждый из двух вибраторов был
прикреплен к нижней части бетонолитной трубы двумя хомутами.
Обязательным условием при установке вибраторов являлось обес-
печение вращения ротора вибраторов в одну сторону.
Для определения качества уложенного бетона выбурили и ис-
пытали керны из бетона заполнения трех оболочек, для которых
при испытании контрольных кубиков были получены низкие пока-
затели прочности.
В результате испытаний установили: более 80% образцов
(203 керна) имели прочность 400—700 кгс/см2, в отдельных случа-
ях прочность образцов достигала 800, 900 и 975 кгс/см2, что в
2—3 раза выше проектной марки бетона 300.
Объемные массы образцов изменялись в диапазоне 2,41—
2,48 г/см3. Образец с прочностью 975 кгс/см2 имел объемную массу
2,50 г/см3. Водонепроницаемость испытанных образцов превышала
8 кгс/см2.
В результате выполненных работ по подводной укладке смеси в
полость оболочек можно сделать следующие основные выводы.
Способ подводной укладки смеси через вертикально перемещае-
мую трубу с вибрируемым ее нижним концом способствует значи-
тельному (до 30%) снижению расхода цемента с обеспечением вы-
сокой прочности бетона. Преимуществом этого способа является
возможность регулирования интенсивности поступления смеси в
трубу и поддержания заданного уровня смеси в трубе путем вклю-
чения вибраторов.
Ввиду несомненных преимуществ этого способа укладки перед
обычным способом ВПТ он получит широкое применение в мосто-
вом и гидротехническом строительстве.
351
Глава 13
СООРУЖЕНИЕ ПЛИТЫ ФУНДАМЕНТОВ
§ 13.1. Устройство ограждений котлованов
Сооружение плиты фундаментов мостов начинают, как прави-
ло, с устройства ограждения котлованов, под прикрытием которого
производят разработку грунта, укладку бетонной смеси водозащит-
ной подушки на дно котлована, срезку верха свай на проектной
отметке, установку опалубки и арматуры плиты и ее бетонирование.
Конструкция ограждения и способ его устройства должны обес-
печивать: водонепроницаемость его элементов и стыков между ни-
ми; прочность, жесткость и неизменяемость ограждения под дейст-
вием статических и динамических нагрузок, возникающих в период
выполнения работ (давление воды, грунта и бетонной смеси, слу-
чайные навалы плавучих средств, воздействие волн и т. п.); мини-
мальное количество работ по установке и снятию распорных креп-
лений.
Тип ограждения выбирают в зависимости от особенностей кон-
струкции фундамента, гидрологических и геологических условий,
заданных сроков стротельства и принятой технологии заглубления
свай в грунт.
Для сооружения заглубленной в грунт плиты фундамента в пре-
делах суши котлован разрабатывают с естественными откосами
(рис. 13.1, а); при наличии грунтовых вод выше дна котлована для
Рис. 13.1. Ограждения котлованов для сооружения заглубленной в грунт плиты:
1 — свая; 2 — контур плиты; 3 — откос котлована; 4 — распорки; 5 — шпунт; 6 — обвалование
{грунтовая перемычка) котлована; 7 —щит; S —отсыпка; 9 — стальной шпунт; 10 — пон-
тон КС; 11 — водозащитная подушка
352
Рис. 13.2. Ограждения котлованов для сооружения плиты, расположенной над
грунтом:
1— распорка; 2 — контур фундамента; 3 — свая; 4 — водозащитная подушка; 5 — грунтовая
засыпка; 6 — отсыпка щебня; 7 — бездонный ящик; 8 — шпунт; 9 — днище; 10 — упор; 11 —
инвентарный щит; 12 — деревянное ограждение; 13 — железобетонный ящик; 14 — понтон КС
его ограждения используют шпунт (рис. 13.1, б); в пределах водо-
тока глубиной до 1 м котлован ограждают грунтовой перемычкой
(рис. 13.1, в). При глубине воды 1—2 м для ограждения котлована
применяют деревянные щиты (рис. 13.1, г); при глубине воды
2—4 м котлован ограждают бездонными ящиками разных конст-
рукций, включая ящик из инвентарных понтонов КС (рис. 13.1, б);
в пределах водотоков глубиной 3—5 м и более для ограждения кот-
лованов применяют стальной шпунт (рис. 13.1, е).
Для сооружения плиты фундамента, расположенной выше дна
водотока на 1—2 м, котлован ограждают бездонным ящиком
(рис. 13.2, а) или шпунтом (рис. 13.2, б) и засыпают грунтом до
уровня низа водозащитной подушки; при расстоянии более 3—4 м
от дна водотока до низа подушки используют инвентарное щитовое
ограждение с деревянным днищем (рис. 13.2, в); иногда применяют
наплавной железобетонный ящик с деревянным ограждением
(рис. 13.2, г); в отдельных случаях в качестве ограждения исполь-
зуют инвентарные понтоны КС с деревянным днищем (рис. 13.2, д).
Стремятся везде, где представляется возможным, применять
ограждения, устраиваемые из инвентарных элементов, например
стального шпунта, стальных щитов, закрытых понтонов и т. п.
Ограждения из деревянных щитов, шпунта и бездонных ящиков
вследствие значительных затрат труда и времени на их изготовле-
ние, ремонт (в случае повторного использования) применяют, если
устройство ограждений из инвентарных конструкций по тем или
иным причинам невозможно.
Ограждения из тонкостенных железобетонных конструкций ис-
пользуют редко, преимущественно в случаях, когда они являются
элементами фундаментов.
12—2940
353
Стальной шпунт.является* инвентарем строительной организа-
ции и предназначен для многократного использования. Ограждения
из стального шпунта применяют при устройстве заглубленной в
грунт плиты, а также в случаях, когда низ водозащитной подушки
в котловане возвышается на несколько метров над дном водотока.
В таких случаях целесообразно произвести досыпку грунта в ограж-
дение взамен устройства днища.
В зависимости от формы и размеров фундамента в плане, глу-
бины заложения низа водозащитной подушки шпунтовое огражде-
ние конструируют прямоугольного или круглого очертания. Несмот-
ря на широкое применение прямоугольных ограждений, они имеют
ряд недостатков, из которых наиболее существенны следующие:
значительные затраты материала, труда и времени на изготовле-
ние, установку и снятие распорных креплений; необходимость в
устройстве угловых и замыкающих шпунтин; повышенная фильтра-
ция воды сквозь замки шпунтин.
В связи с Фем-, что фундаменты больших и внеклассных мостов
сооружают по индивидуальным проектам, ограждения котлованов
также возводят индивидуально. Из-за этого для фундаментов каж-
дого моста изготовляют такие распорные крепления ограждений,
которые используют только 1 раз, а затем, как правило, направля-
ют в металлолом. Много труда и времени приходится затрачивать
на перестановку распорных креплений ограждений глубоких котло-
ванов в период бетонирования плиты фундамента и части опорьц
расположенной ниже рабочего горизонта воды.
Отмеченных недостатков лишено круглое в плане шпунтовое
ограждение. Для такого ограждения в качестве креплений исполь-
зуют стальные кольца, располагаемые по высоте ограждения в ме-
стах, определяемых расчетом его прочности. При наличии таких
креплений направляющие каркасы, которые используют для фикси-
рования в заданном положении погружаемых свай или оболочек,
могут быть удалены до начала работ по разработке грунта, бето-
нированию водозащитной подушки с тем, чтобы не препятствовать
выполнению этих работ.
- Целесообразность применения круглых шпунтовых ограждений подтвержде-
на на опыте строительства фундаментов ряда мостов, в том числе через реки
Янцзы и Неву.
В качестве распорного крепления ограждений котлованов диаметром 17 м
русловых опор моста через р. Янцзы использовали кольцевые пояса из двух
швеллеров № 40, повернутых во внутрь, пространство между которыми заполне-
но бетоном. Кольца, расположенные через 6,5 м по высоте ограждения, исполь-
зовали также для создания горизонтальных ферм жесткости направляющего
каркаса.
• Предварительно изготовленный на берегу каркас монтировали на понтоне,
обстроенном рабочим настилом.
Для вывода на реку и последующего опускания каркаса в проектное поло-
жение, кроме несущего понтона, с двух его сторон устанавливали направляю-
щие понтоны, которые взаимно объединяли в плавучую систему (см. рис. 7.6, а)
с помощью ферм. из сборно-разборных (инвентарных) конструкций и обстраи-
вали двумя подъемными вышками, оснащенными полиспастами грузоподъемное
стыо до 70 т.
354
3
3
г
Чтобы предотвратить возможные перекосы каркаса под воздействием силь-
ного течения воды, применили четыре вспомогательных полиспаста грузоподъ-
емностью от 15 до 30 т каждый, расположенных по два с верховой и низовой
сторон каркаса и закрепленных за фермы, которые объединяли понтоны.
По мере опускания в проектное положение каркас с распорными кольцами
наращивали. Опущенный в проектное положение каркас подвешивали к восьми
маячным оболочкам, освободив его от закреплений к плавучей системе, которую
после этого удаляли.
Стальной шпунт длиной до 38 м устанавливали по периметру каркаса после
погружения оболочек сквозь 15—20-метровую трлщу песка до поверхности
скальной породы. Такая последовательность работ вызвана стремлением не до-
пустить .деформации ограждения из-за размыва грунта в процессе вибропогру-
жения оболочек с интенсивным наружным подмывом.
Для сокращения суммарной длины замков, через которые могла поступать
вода в котлован, предотвращения больших прогибов длинных одиночных шпун-
тин в период их подъема из горизонтального в вертикальное положение, а также
ускорения работ по установке и погружению шпунта было решено монтировать
ограждение не отдельными шпунтинами, а сплотками, заранее составленными
из трех шпунтин (рис. 13.3). Для ограждения котлована одного фундамента
требовалось 44 сплотки. Все сплотки для ограждения одного котлована устанав-
ливали за 9—10 смен плавучим краном, оборудованным двумя крюками, из ко-
торых один грузоподъемностью 35 т, а другой—10 т. Поддерживая малым
крюком нижний конец сплотки, большим крюком за верхний конец сплотку
переводили из горизонтального положения в вертикальное, а затем устанавли-
вали ее в ограждение.
Для обеспечения заданного направления первую сплотку опускали по на-
правляющему деревянному брусу, заранее прикрепленному к распорным коль-
цам каркаса на всю его высоту.
Чтобы предотвратить отход сплоток от проектного положения в процессе их
установки и погружения в грунт, снаружи ограждения подвешивали два — четы-
ре фиксирующих кольца, которые крепили вначале работ к каркасу, а затем
перекрепляли к погруженным шпунтинам. Кольца изготовляли из одиночных
швеллеров № 30 , а подвески — из уголков 80 x 80 мм.
Сплотки устанавливали, начиная с верховой стороны, и замыкали в низовой
стороне. Такая последовательность работ была обусловлена стремлением пред-
отвратить отклонение сплоток течением воды.
Специальной замыкающей шпунтины не готовили, а использовали обычную.
Если зазор оказывался меньше требуемого для заводки шпунтины, то его уве-
личивали, отжимая реечным домкратом соседние шпунтины. При большем зазоре
12* 355
Рис. 13.4. Замыкающая шпунтина:
а — схема установки замыкающей шпунтины в ограждении; б — конструкция
шпунтины
соседние шпунтины стягивали талью. Если подлежащие замыканию шпунтины
располагались по-разному по отношению к замыкающей, то ее готовили из двух
сваренных шпунтин (рис. 13.4).
Возможность сведения или разведения соседних шпунтин облегчалась тем,
что погружение сплоток начинали только после установки и замыкания всего
ограждения.
При такой технологии установки ограждения не требовалось изготовлять
специальной замыкающей шпунтины.
Существенному повышению водонепроницаемости шпунтового ограждения
способствовало применение конопатки замков в сплотках. В результате осуществ-
ления этого мероприятия две трети стыков . совершенно не пропускали воду,
несмотря на то, что в отдельных котлованах уровень воды в реке возвышался на
16 м над дном котлована.
Конопатку замков производили паклей, пропитанной маслом. Чтобы пред-
отвратить нарушения конопатки на каждую сплотку, на период подъемно-транс-
портных операций и до окончания ее заводки в ограждение устанавливали
объемлющие хомуты (см. рис. 13.3) на расстоянии 7—8 м друг от друга.
Несмотря на эти меры, в начальный период осушения котлованов требова-
лось обеспечить водоотлив с интенсивностью, в 10—15 раз превышавшей водо-
отлив в период выполнения работ по устройству фундаментной плиты.
Чтобы уменьшить поступление воды через неконопаченные замки, их снару-
жи обсыпали смесью из опилок, шлака и глинистого порошка. После понижения
на 0,5—1,0 м уровня воды в котловане по сравнению с поверхностью акватории
процесс откачки ускорялся. Этому, кроме обсыпки замков, способствовало также
увеличивающееся их сжатие под воздействием возрастающего наружного давле-
ния воды. С этой точки зрения круглое ограждение имеет значительные преиму-
щества перед прямоугольным, в котором отмеченное явление почти не прояв-
ляется.
О целесообразности применения круглых ограждений можно составить пред-
ставление, знакомясь с устройством ограждения котлована фундамента новой
опоры из полых свай диаметром 0,6 м, построенного при реконструкции моста
через Неву. Для ограждения котлована диаметром 42 м использовали стальной
шпунт типа Ларсен-V длиной 24 м.
В месте устройства котлована дно реки сложено 10-метровым слоем ленточ-
ных глин и суглинков мягкопластичной консистенции с прослойками насыщен-
356
лого водой песка; ниже залегают суглинки тугопластичной консистенции, кото-
рые являются водоупором. Шпунт забили на 40,5. м ниже дна котлована с
заглублением на 0,5 м в тугопластичные суглинки. Глубина воды у ограждения —
12 м. Верх шпунта возвышался на 1,5 м над уровнем акватории. Чтобы пред-
отвратить возможность затопления котлована в период кратковременных подъе-
мов воды до 2,5 м, шпунт нарастили стальной стенкой высотой 1,2 м.
В качестве распорного крепления шпунтового ограждения использовали три
стальных кольца, расположенных в разных уровнях и объединенных в общую
пространственную конструкцию диагональными связями. Нижние и средние
кольца имели коробчатое сечение размером 1,0X1,5 м, верхнее кольцо — двутав-
рового сечения со стенкой высотой 1,5 м. Каждое кольцо монтировали из восьми
сварных сегментов, соединенных болтами. Расчетные сжимающие усилия в ниж-
нем кольце достигали 1400 тс, в среднем — 900 тс, в верхнем — 155 тс.
Для обеспечения правильной установки и погружения шпунта заранее уста-
новили (с наружной стороны ограждения) направляющие кольца. Общая масса
стальных конструкций креплений составила 350 т, шпунта — 780 т.
Элементы колец готовили на заводе. Распорное крепление монтировали на
набережной вблизи места установки его в проектное положение. В собранном
виде крепление имело вид барабана диаметром 41 м и высотой 12 м. Собранную
конструкцию выкатывали на трех тележках грузоподъемностью по 120 т к краю
набережной со свесом на воду, где ее стропили к плавучему самоходному крану
грузоподъемностью 350 т.
Для предотвращения деформаций (искажения круговой формы) крепления
и возникновения в кольцах больших изгибающих моментов точки подвешивания
(на время подъема, транспортирования и установки) временно стягивали по
верхнему кольцу тремя тросами.
Опущенное краном в проектное положение крепление опирали на старую
опору моста и две временные опоры, состоящие из полых железобетонных свай
диаметром 0,6 м, которые затем остались в конструкции фундамента новой
опоры.
Ограждение монтировали, устанавливая по периметру распорного крепления,
начиная с верховой стороны, сплотки из трех шпунтин, замки между которыми
были предварительно проконопачены и залиты смолой. Первую сплотку опускали
вдоль направляющего деревянного бруса. Всего по периметру котлована уста-
новили 101 сплотку. После установки всех сплоток производили их погружение,
используя для этого копер, который перемещался по .мостику, расположенному
в верхнем ярусе крепления. Ограждение замыкали с низовой стороны. На работы
по установке и-погружению шпунта затратили 36 смен.
До начала осушения котлована распорное крепление с временных опор пере-
весили на погруженный шпунт.
Воду из котлована начали откачивать водоотливными средствами суммарной
производительностью 4500 м3/ч и в течение 3 сут его осушили. Для поддержания
котлована в сухом состоянии использовали один насос производительностью
300 м3/ч, который включали по мере необходимости.
Чтобы ускорить заиливание незаконопаченных замков между
сплотками шпунтин, во время откачки воды из котлована замки
снаружи обсыпали формовочной землей и смесью опилок с песком.
Отсутствие распорок в котловане способствовало существенному
упрощению работ по разборке 4000 м3 кладки старой опоры, по за-
бивке" свай и возведению новой сплошной опоры с большим количе-
ством закладных частей под механизмы и оборудование разводного
пролета. Все эти работы выполнили за 43 календарных дня.
Сплотки обычно погружают в грунт сваебойным молотом, виб-
ромолотом или вибропогружателем через наголовник, который опи-
рается одновременно на торцы трех шпунтин, составляющих сплот-
ку. В случае использования вибропогружателя или вибромолота
наголовник крепят неподвижно к средней шпунтине с помощью
357
3145
Рис. 13.5. Гидравлический агрегат для погружения стального шпунта:
1 — подвес; 2 — приводной двигатель; 3 — гидравлический насос; 4 — гидравлические
домкраты
винтового или гидравлического устройства. Аналогичное оборудо-
вание используют также для поединочного погружения шпунтин в
грунт.
Широко распространенные мето цы погружения и извлечения шпунта связаны
с неизбежными сотрясениями грунта, которые крайне нежелательны, а иногда и
недопустимы, если работы производят вблизи существующих зданий и сооруже-
ний. Гидравлический агрегат Тайвуд БСП работает почти бесшумно, без вибра-
ций, не повреждая верхней части шпунтин. Агрегат состоит из восьми гидравли-
ческих домкратов, выполненных в виде одного блока (рис. 13.5). Длина хода
штоков домкратов — 0,75 м. Штоки на концах снабжены серьгами для крепленйя
к шпунтинам. На блоке жестко прикреплен электродвигатель мощностью 60 кВт,
являющийся приводом для двух гидравлических насосов, подающим в домкраты
жидкость под давлением до 680 кгс/см2.
После установки шпунтин на место краном подвешивают агрегат над ограж-
дением на высоте 0,7—0,9 м и соединяют серьги штоков закладными болтами со
скобами на каждой из восьми шпунтин. Затем агрегат опускают в исходное
положение (рис. 13.6, а). После этого два штока залавливают вначале крайние
шпунтины (рис. 13.6, б), а затем попарно все остальные шпунтины (рис.
13.6, в и г). Заглубив шпунтины на 3 м, освобождают кран от цоддерживания
358
Рис. 13.6. Схема работы агрегата по задавливанию стального шпунта
(1—8 — шпунтины)
агрегата. Во время задавливания два домкрата являются рабочими, а шесть —
анкерными, удерживающими агрегат от поднятия вверх.
Для извлечения шпунтин домкраты переключают на работу в обратном
направлении. Агрегат может создать давление 225 тс, направленное вниз, и
166 тс, направленное вверх. Для погружения шпунта в грунты средней плотности
агрегат комплектуют насосами более низкого давления. В этом случае давление,
направленное вниз, будет равно 125 тс, а вверх — 90 тс. Величина перемещения
штоков 0,5—4,0 м, при движении вниз и 0,7—1,4 м при движении вверх. Масса
агрегата — 9,75 т. Пульт с приборами пуска и управления работой двигателя по-
мещен в кабине, в стороне от агрегата.
Кроме шпунта, для ограждения котлованов применяют деревян-
ные, стальные, железобетонные и комбинированные бездонные
ящики (перемычки). Стальные и деревянные ящики применяют ред-
ко, преимущественно в случаях небольшого (до 1—2 м) заглубле-
ния их низа в грунт или при установке на поверхность грунта. Чаще
используют железобетонные ящики высотой, равной высоте водоза-
щитной подушки. Верхнюю съемную часть таких ящиков изготовля-
ют из стальных или деревянных элементов. Остающийся в конст-
рукции фундамента железобетонный ящик является не только огра-
ждением котлована в период сооружения плиты, но выполняет
функции защитного экрана, предохраняя бетон от истирающего,
воздействия перемещаемых водой наносных отложений или воздей-
ствия агрессивной среды. Кроме того, железобетонный ящик, вслед-
ствие его большой массы, легче может быть погружен в грунт на
значительную глубину.
Если строительная организация не располагает плавучими кра-
нами или другими средствами необходимой грузоподъемности, спуск
на воду, транспортирование и установку на дно в проектное в плане
359
Рис. 13.7. Сборно-разборное щитовое ограждение котлована:
1 — щит; 2 — распорная балка; 3 — полушпунтина; 4 — замыкающая шпунтина; 5 — деревян-
ное днище; 6 — отверстие для сваи; 7 — направляющий брус каркаса; 8 — стальной каркас
положение железобетонных ящиков производят с использованием
стапелей, плавучих подмостей или закрытых понтонов.
Ящики разных конструкций используют как для ограждения кот-
лованов, разрабатываемых в грунте, так и котлованов, устраивае-
мых над грунтом. В последнем случае нередко применяют ящики,
собираемые из отдельных элементов (щитов) для облегчения транс-
портирования, установки и разборки ограждений котлованов.
360
Ящики, собираемые из дерево-металлических щитов, применяли для ограж-
дения котлованов при сооружении плиты фундаментов одного моста (рис. 13.7)
в КНР. В районе мостового перехода глубина реки во время прилива — 10,5 м,
при отливе — 6,5 м. Приливы и отливы происходят 2 раза в сутки. Дно реки
сложено мощной толщей пластичных глин и супесей, прикрытой сверху слоем
черного ила толщиной 2 м.
Ограждение собирали из восьми щитов со шпунтовыми замками. Каждый
щит размером 2,85X8,3 м состоял из пяти швеллеров № 22, к которым прикреп-
ляли болтами брусья (см. рис. 13.7) с водонепроницаемой обшивкой, состоящей
из двух слоев досок толщиной по 2,5 см, щели между которыми проконопатили,
а затем промазали смолой. К крайним продольным швеллерам приварили полу-
шпунтины с замками.
В качестве распорных креплений щитового ограждения использовали сталь-
ной направляющий каркас, к низу которого подвесили деревянное днище с от-
верстиями для пропуска свай (см. рис. 13,7).
Каркас представлял пространственную конструкцию размером в плане 6X6
и высотой 8 м. Каркас монтировали из двух блоков: нижнего — высотой 2,5 м
и массой 3,4 т, оставляемого в теле плиты в качестве арматуры,' и верхнего ин-
вентарного высотой 5,5 м, массой 16,7 т, использовавшегося при постройке не-
скольких фундаментов.
Щиты устанавливали на днище между окаймляющими брусьями. Для изо-
ляции щитов от сцепления с бетонной смесью, укладываемой подводным спосо-
бом в котлован, в его нижней части на высоту 1,7 м ставили опалубку.
Ящик с каркасом массой около 70 т монтировали на рабочей площадке пла-
вучей системы (рис. 13.8), состоящей из двух закрытых понтонов грузоподъем-
ностью по 400 т каждый. Объединенные двумя фермами из инвентарных конст-
рукций понтоны были расставлены на 8 м в свету, чтобы между ними можно
было свободно опустить ящик. Рабочая площадка состояла из четырех двутав-
ров № 55, уложенных на понтоны. Все работы по монтажу ящика и погружению
свай обслуживал установленный на плавучей системе гусеничный кран грузо-
подъемностью 6,5 т со стрелой длиной- 21,6 м.
. Для опускания каркаса в воду на плавучей системе смонтировали вышки
высотой 14 м из инвентарных конструкций. К этим вышкам на четырех поли-
спастах подвешивали ящик с помощью двух двутавров № 55, закрепленных к
верху каркаса. - '
Собранный ящик после опускания его в проектное в плане положение опи-
рали временно на борт понтонов. После погружения четырех маячных свай,
расположенных вблизи углов направляющего каркаса, ящик перекрепляли на
эти сваи, предварительно опустив его на проектную отметку.
По окончании погружения всех свай на днище ящика укладывали тампонаж-
ный слой бетонной смеси высотой 1,5 м. После твердения бетона из ящика отка-
чивали воду, сооружали плиту и тело опоры. Затем снимали щиты, предвари-
тельно выдернув замыкающие шпунтины. в углах ящика.
Девять русловых опор моста построили за 4 мес. Успеху работ способство-
вала удачно выбранная конструкция ограждения котлована и направляющего
каркаса.
В ряде случаев целесообразно ящики для ограждения котлованов устраи-
вать из инвентарных понтонов или щитов.
Для производства работ по сооружению фундаментов моста через р. Миль-
гравис удачно применили плавучие ящики (перемычки) из инвентарных понто-
нов КС (рис. 13.9, б).
Фундамент опоры (рис. 13.9, а) этого моста состоит из пяти вертикально
расположенных оболочек диаметром 1,6 м, погруженных на глубину до 25' м в
переслаивающуюся толщу грунтов.
Продольные стены ящика составлены из шести понтонов КС, поставленных
на ребро, торцовые стены выполнены из стальных листов толщиной 10 мм, уси-
ленных ребрами жесткости из уголков 75x75 мм. По вертикальным краям листов
приварены уголки 100X150 мм длиной 3,6 м с отверстиями диаметром 27 мм для
соединения с окаймляющими уголками понтонов.
В верхней плоскости понтонов устанавливали деревянные направляющие
брусья сечением 20X20 см на расстоянии 1,65 м один от другого. К верхним
361
Рис. 13.8. Плавучая система:
/ — понтон; 2 — вышка; 3 —двутавры № 55; 4—ферма из инвентарных конструкций; 5 —
кран; 6 — направляющий каркас
брусьям подвешивали на тяжах диаметром 19 мм нижние брусья сечением
20X20 см, которые одновременно являлись несущим каркасом подвесного дере-
вянного днища.
Водонепроницаемость ящика обеспечивали прокладкой четырех-пяти слоев
листовой резины толщиной 5 мм в стыках между понтонами и торцовыми стен-
ками. Ящик массой 60 т собирали на плашкоуте крана грузоподъемностью 100 т,
которым затем устанавливали ящик на воду. В проектном в плане положении
ящик раскрепляли заякоренными тросами. Закачивая воду в .понтоны, ящик
опускали до проектной отметки. Через отверстия в днище устанавливали и по-
гружали вибратором ВП-160 на требуемую глубину оболочки диаметром 1,6 м.
После извлечения грунта оболочки заполняли бетонной смесью. Водолаз
заделывал зазоры между оболочками и днищем, на которое затем укладывали
подводным способом слой бетонной смеси толщиной 0,4 м. Через 4 сут выстойки
бетона воду из ящика откачивали и производили все работы, связанные с уст-
ройством плиты.
Для снятия ящика с забетонированной плиты срезали тяжи крепления дни-
ща п, откачивая воду из понтонов, освобождали их от сцепления с бетоном.
К низу снятого ящика крепили новое деревянное днище. После этого ящик
использовали повторно для работ по сооружению очередного фундамента.
Кроме ящиков (перемычек) многократного использования, в отдельных слу-
чаях при соответствующем технико-экономическом обосновании применяют
железобетонные ящики, являющиеся элементом конструкции плиты фундамента.
Впервые в практике фундаментостроения бездонные железобетонные ящики
были успешно применены при строительстве свайных опор моста Лидинго близ
362
g) + 0.80
_o,op
0/00
8.80
>04
0^/7 П IP
L 340 I 340 | 340 | J^lj
13.9. Фундамент опоры
720
/80
2,20
/80 {r 300
0/00
Рис.
моста через * p. Мильгравис:
a — конструкция . фундам ента;
б и в —схема плавучего ящика;
/ — плита фундамента; 2 — обо-
лочка d=l,6 м; 3 — понтоны КС;
4 — деревянное днище; 5 — тя-
жи крепления днища; 6 — водо-
защитная подушка
ж
Стокгольма (см. рис. 3). Каждый ящик представлял тонкостенную облицован-
ную камнем железобетонную оболочку, являющеюся боковой поверхностью опор.
Ящики готовили на берегу и доставляли к месту установки двумя баржами,
обстроенными подмостями.
До установки ящика в пределах верхней части погруженных и заполненных
бетоном оболочек водолазы сооружали деревянное днище на глубине 2,15 м от
поверхности воды.
После установки и закрепления в проектном положении ящика в его полость
укладывали подводным способом слой бетонной смеси толщиной 0,5 м. По окон-
чании твердения бетона из ящика откачивали воду, обнажали арматуру оболо-
чек и бетонировали насухо массив плиты.
Аналогичная конструкция ящика была применена при строительстве в по-
следние годы очередного моста Лидинго у Стокгольма.
Фундаменты промежуточных опор этого моста построены • из оболочек в
виде стальных труб диаметром 0,88 м со стенкой толщиной 10 мм. Нижние концы
оболочек снабжены стальным коническим башмаком со штырем. После забивки
оболочек до поверхности скальной породы в их полости устанавливали арма-
турный каркас и заполняли бетонной смесью. Верх оболочек заделан в плиту
фундамента, низ которой расположен на 3 м ниже горизонта воды.
Предварительно изготовленные на берегу для каждой опоры железобетон-
ные ящики с отверстиями в днище доставляли к месту сооружения фундаментов
плавучим краном, надевали на ранее забитые, четыре вертикальные оболочки и
закрепляли на них. Затем забивали остальные (28—32) оболочки каждого фун-
дамента. После выполнения водолазных^работ по заделке зазоров между обо-
лочками и днищем бетонировали плиту.
Железобетонный ящик был применен при сооружении фундаментов авто-
дорожного моста через р. Венту. Фундамент опоры состоит из пяти свай-оболо-
чек диаметром 1,6 м, объединенных железобетонной шли эй высотой 3 м.
По первоначальному проекту плиту намечали сооружать в ограждении из
стального шпунта (рис. 13.10, а) с укладкой тампонажного слоя подводного
бетона толщиной 1 м и применением направляющих стальных каркасов для обес-
печения погружения оболочек в проектном положении.
На двух фундаментах моста монолитную плиту заменили сборно-монолитной,
состоящей из наплавного железобетонного ящика (рис. 13.10, б) и бетонного
заполнения, исключавших необходимость устройства шпунтового ограждения.
Направляющий железобетонный ящик (рис. 3.11) по форме и размерам
соответствовал наружному очертанию плиты фундамента и был разделен на
семь отсеков. В отсеках днища оставлены отверстия диаметром 1,66 м для по-
гружения сквозь -них оболочек. Масса ящика вместе с закладными частями —
65 т. Его осадка в плаь-учем состоянии была 1,6 м._
363
Рис. 13.10. Схема сооруже-
ния плиты фундамента из
оболочек d= 1,6 м:
а — в ограждении из стального
шпунта; б — в железобетонном
плавучем ящике:
1 — стальной шпунт; 2 — оболоч-
ка; 3 — тампонажный слой бето-
на; 4 — плита фундамента; 5—
подмости; 6 — железобетонный
ящик; 7—подвеска ящика; 8 —
опорная балка
Ящик изготовляли на берегу на специальном стапеле. Перед спуском на
воду отверстия в днище закрывали двойными дощатыми щитами с прокладкой
между ними слоя мешковины, пропитанной битумом. Спускали ящик по плаву-
чим рельсовым стапелям длиной 40 м, которые по мере передвижения по ним
ящика погружались на дно реки. В конце стапелей глубина воды превышала на
20 см расчетную величину осадки ящика.
Для обеспечения остойчивости на воде к ящику временно крепили два за-
крытых понтона типа К.С. Тяговое усилие создавали двумя полиспастами, за-
крепленными за ящик и за якори, уложенные на дне реки. К месту установки
ящики буксировали катером.
Работы по установке. ящика выполняли в следующей очередности. Один
конец ящика заводили в пространство между временными свайными опорами;
снимали болты и тяжи крепления понтонов; после балансировки водой их отво-
дили в сторону; затем ящик полностью заводили между опорами и после вывер-
ки правильности его положения в плане погружали на проектную глубину, зака-
чивая воду в два глухих отсека.
Все пять оболочек длиной по 16 м устанавливали на дно через отверстия в
дне ящика. В первую очередь погружали две крайние оболочки на 8 м в грунт
и крепили к ним ящик с помощью тяжей (см. рис. 13.10, б). Затем погружали до
проектной отметки три средних оболочки длиной 32 м. Перед допогружением
крайних оболочек ящик перевешивали на две средних оболочки.
30
1560
30
Рис. 13,11. Направляющий железобетонный ящик
364
После извлечения грунта из оболочек и заполнения их бетонной смесью водо-
лазы заделывали зазоры между оболочками и днищем просмоленной паклей и
деревянными клиньями. Затем в этих отсеках укладывали слой подводного бето-
на толщиной 20—30 см и после его твердения заполняли ящик бетонной смесью,
укладываемой насухо.
Применение ящиков взамен стального шпунта снизило в 3 раза стоимость
работ по устройству ограждений котлованов.
§ 13.2. Разработка грунта и устройство водозащитной
подушки в котловане
Способ разработки и удаления грунтов из котлована выбирают
в зависимости от их физических свойств, глубины и размеров в пла-
не котлована, периода, удаления грунтов (до погружения свай или
после).
В подавляющем большинстве случаев грунт из котлованов уда-
ляют до начала работ по заглублению свай. Это позволяет исполь-
зовать высокопроизводительное грунторазрабатывающее оборудо-
вание (грейферы, драгляйны и экскаваторы). Если по местным
условиям строительства фундаментов грунт из затопленных котло-
ванов приходится удалять после погружения всех свай, то преиму-
щественно используют гидроэлеваторы и эрлифты. Такое оборудо-
вание успешно применяется для разработки несвязных грунтов.
Текучие и мягкопластичные грунты предварительно размывают на-
порной водой, выходящей из трубы, закрепленной на эрлифте или
гидроэлеваторе таким образом, что ее наконечник располагается
на 0,5—0,8 м ниже всасывающего отверстия.
Принцип работы гидроэлеватора основан на известном положе-
нии, что с увеличением скорости движения струи жидкости давле-
ние в. ее зоне уменьшается. Поэтому в зону пониженного давления
устремляется пульпа, которая, смешиваясь с напорной водой, полу-
чает кинетическую энергию от нее и движется совместно по трубе
вверх (рис. 13.12).
Гидроэлеваторы обеспечивают высокую производительность при
удалении готовой пульпы, образующейся при работе гидромонито-
ров в осушенном котловане. Если гидроэлеватор используется для
транспортирования пульпы из затопленных котлованов, то его про-
изводительность завидит в основном от расстояния отверстия вса-
сывающей трубы от поверхности разрабатываемого грунта.
Гидроэлеватор будет подавать воду без примеси грунта в двух
крайних случаях: при заглублении в грунт низа всасывающей тру-
бы и возвышении ее над поверхностью грунта на таком расстоя-
нии, когда из-за небольших скоростей всасываемой воды не обес-
печивается размыв грунта. При промежуточных положениях низа
трубы между отмеченными крайними производительность гидро-
элеватора будет изменяться от нуля до максимальной.
Оптимальное положение всасывающей трубы по отношению к
поверхности грунта определяют по содержанию грунта в пульпе,
контролируя его после резкого изменения ее цвета. Для этого гид-
роэлеватор подвешивают к крюку крана, постепенно перемещая
365
Рис. 13.12. Схема разработки грунта
гидроэлеватором:
а — положение гидроэлеватора в котлова-
не; б — схема работы гидроэлеватора;
1 — грунт; 2 — вода; 3 — гидроэлеватор;
4 — пульпопровод; 5 — резиновый шланг;
6 — трос; 7 — шланг для воды; 8 — водовод;
9—всасывающая труба; 10 — крышка ка-
меры; 11— кольцевая щель; 12 — камера;
13 — фланцево-болтовой стык; 14 — стык
водовода; 15 — сетка
Рис. 13.13. Схема разработки грунта
эрлифтом:
а — положение эрлифта в котловане; б —
- схема работы эрлифта;
1 — грунт; 2 — вода; 3 — эрлифт; 4 — пуль-
попровод; 5 — резиновый шланг для пуль-
• пы; 6 — трос; 7 — шланг для воздуха; 8 —
воздухопровод; 9—всасывающая труба;
10 — крышка камеры; // — камера; 12 —
отверстие d=4—6 мм; 13 — стык пульпо-
провода; 14 — стык воздухопровода; /5—
сетка
концентрическими кругами по площади котлована, выбирают наи-
лучшее положение по высоте, соответствующее выходу пульпы с
максимальным .содержанием грунта.
Гидроэлеватор работает тем производительнее, чем меньше вы-
сота подъема пульпы. Он может работать при минимальном за-
глублении (10—20 см) низа всасывающей трубы в воду, в то время
как для нормальной работы эрлифта требуется, чтобы величина за-
глубления низа эрлифта в воду превышала в 2*—3 раза высоту
подъема пульпы над уровнем воды в котловане. При постоянной
высоте подъема пульпы производительность эрлифта возрастает nd
мере погружения его в воду.
В отличие от гидроэлеватора для работы эрлифта требуется воз-
дух. Проходя через отверстия в стенке трубы, он смешивается с
всасываемой пульпой, вследствие чего ее объемная масса стано-
вится меньше массы воды, окружающей эрлифт. Под избыточным
давлением воды пульпа отжимается по трубе эрлифта вверх и от-
водится за пределы котлована (рис. 13.13).
Для нормальной работы эрлифт, так же как и гидроэлеватор,
подвешивают к крану с целью выбора оптимального расположения
низа всасывающей трубы по отношению к поверхности разрабаты-
ваемого грунта и, кроме того, для обеспечения возможности разра-
ботки грунта по всей площади котлована.
366
Глины и суглинки мягкопластичной, тугопластичной и полутвер-
дой консистенции, а также плотные и средней плотности несвязные
грунты под водой разрабатывают до начала погружения свай грей-
ферами, поскольку применение эрлифтов и гидроэлеваторов в этих
случаях оказывается экономически невыгодным. Для разработки
таких грунтов применяют тяжелые четырехчелюстные грейферы
емкостью 1,0 м3 и более. Двухчелюстные грейферы, успешно ис-
пользуемые при работах в осушенных котлованах, недостаточно
эффективны для разработки грунтов в затопленных' котлованах
вследствие йх низкой производительности.
После окончания работ по удалению грунта поверхность дна
котлована зачищают так, чтобы отметки местных бугров и впадин
не отклонялись от проектной отметки более чем на 0,3 м. Особенно
тщательно контролируют с помощью мерной штанги или отвеса
положение уровня грунта при подводной разработке грунта на кон-
такте с ограждением и боковой поверхностью свай, поскольку в
таких местах наиболее часто наблюдаются прорывы воды сквозь
бетонную водозащитную подушку в период осушения котлованов.
Поскольку в конструкции фундаментов больших и внеклассных
мостов верх плиты располагается, как правило, ниже дневной по-
верхности грунта или уровня акватории, то работы приходится
вести в условиях наличия воды вокруг котлованов. В отдельных
случаях удается осушить котлованы без устройства водозащитной
подушки в них, тогда работы по сооружению плиты фундаментов
производят насухо. В большинстве случаев осушение оказывается
технически невыполнимым или экономически нецелесообразным.
Тогда на дно котлована укладывают подводным способом бетон-
ную смесь, создавая тампонажный слой бетона (водозащитную по-
душку), которая препятствует поступлению воды через грунт (сни-
зу) на период работ по сооружению плиты.
Из известных случаев подводного бетонирования наиболее рас-
пространенным является укладка бетонной смеси под воду через
вертикально перемещаемую трубу (способ ВИТ).
Технология подводной укладки бетонной смеси через одну трубу
рассмотрена в § 12.4 применительно к заполнению скважин в грун-
те. Ниже рассмотрены только характерные особенности укладки
смеси в котлованы с применением нескольких бетонолитных труб.
Количество труб, необходимое для доброкачественного выпол-
нения работ по подводному бетонированию подушки, назначают из
расчета обслуживания одной трубой 30—50 м3 площади котлована.
Практически бетонная смесь растекается на значительно большую
площадь. Однако качество смеси на периферийных участках будет
ниже, чем в средней зоне. Поэтому расчетный радиус действия труб
принимают ниже предельного.
' По нормативным документам, подтвержденным практикой
строительства, расчетный радиус действия бетонолитной трубы
(в метрах) определяют из выражения и .принимают не бо-
лее 6 м, где К— показатель сохранения подвижности смеси, ч;
J — интенсивность подачи бетонной смеси, м3/м2-ч.
367
Трубы размещают в плане таким образом, чтобы обслуживае-
мые ими площади полностью перекрывали бетонируемое простран-
ство, несколько накладываясь одна на другую.
В зависимости от производительности бетонного завода трубы
включают одновременно или поочередно. Поочередное включение
труб применяют при недостаточном для одновременной работы ко-
личестве доставляемой бетонной смесй. В этом случае трубы разме-
щают с интервалом, не превышающим величины радиуса действия
отдельной трубы. Смесь начинают подавать в трубу, расположен-
ную у края котлована. Последующую трубу включают в работу
после того, как бетонная смесь, распространяясь по площади кот-
лована, покроет нижний конец соседней трубы на 0,3—0,4 м.
При большой производительности завода бетонировать подушку
можно одновременно через все трубы. В этом случае допускается
размещать трубы с интервалом, не превышающим удвоенного ра-
диуса их действия. Разность отметок нижних концов труб в любой
момент бетонирования не должна превышать Vi8—V20 расстояния
между ними.
Уклон поверхности укладываемой в котлован смеси при нор-
мальном режиме бетонирования не должен превышать 1 : 5. При
более крутых уклонах требуется увеличить заглубление трубы в
смесь и повысить интенсивность укладки или увеличить подвиж-
ность смеси в допускаемых пределах.
Толщину водозащитной подушки определяют расчетом в зави-
симости от величины гидростатического давления на нее снизу,
прочности бетона к моменту осушения котлована, размеров сечения
свай и расстояния между ними. Толщину подушки, укладываемой
на искусственное дно, принимают не менее 1 м, при укладке на по-
верхность грунта — не менее 1,5 м. Такие размеры подушки обус-
ловлены тем, что поверхность подводного бетона всегда имеет впа-
дины и бугры до 0,2—0,3 м, величина которых зависит от подвижно-
сти бетонной смеси и заглубления низа трубы на заключительном
этапе укладки. Неровности .поверхности грунтового дна котлована
достигают 0,3—0,5 м. Учитывая эти обстоятельства, приходится
назначать толщину подушки с некоторым запасом против расчетно-
го значения.
Опыт показывает, что в случае прорыва воды через подушку,
приходится укладывать новую, теряя непроизводительно материал
и время. Это возможно только в случае, если имеется запа-с в от-
метках верха плиты фундаментов. Если такого запаса нет, то при-
ходится осушать котлован, используя глубинный или поверхност-
ный водоотлив.
§ 13.3. Устройство плиты
После окончания работ по заглублению свай, устройству ограж-
дения котлована и водозащитной подушки производят осушение
котлована, срезку свай на проектной отметке, установку опалубки,
арматуры плиты и ее бетонирование.
368
К осушению котлована приступают после приобретения подвод-
ным бетоном прочности, указанной в проекте, но не менее
25 кгс/см2. Прочность бетона определяют по результатам испыта-
ния минимум трех контрольных кубиков, хранившихся в условиях
твердения подводного бетона.
В процессе откачки воды из котлована следят за тем, чтобы
элементы ограждения плотно прилегали к элементам распор-
ной конструкции, и в случае необходимости ставят деревянные
клинья.
Если в течение нескольких часов работы водоотливных средств
не удается заметно понизить уровень воды в котловане, то выясня-
ют причины этого и принимают меры к их устранению. Наиболее
часто с таким явлением приходится сталкиваться при шпунтовых
ограждениях в русле рек. Понизить уровень воды в котловане часто
не удается из-за наличия большого количества неконопаченых сты-
ков между шпунтинами, которые устанавливали поодиночке в со-
четании с недостаточной производительностью водоотливных
средств.
Так, если для первоначального понижения уровня воды из ог-
раждения котлована, собранного из трехшпунтинных сплоток, в
зависимости от глубины воды вокруг котлована требуется 2—4 м3/ч
производительности водоотлива на 1 м2 площади ограждения, то
при ограждении из одиночных шпунтин потребуется в 3 раза более
мощный водоотлив.
В случае невыполнения этого условия, работы по первоначаль-
ному понижению уровня воды в котловане растягиваются на мно-
гие дни до тех пор, пока не удается заилить замки между шпунти-
нами. -
После осушения котлована удаляют туфообразный слой бетона
с поверхности водозащитной подушки и с бетонного заполнения
оболочек или столбов. Затем срезают верхнюю часть свай, оболо-
чек или столбов на проектной отметке. На это затрачивается, как
правило, много времени и труда, поскольку разрушение бетона
производят отбойным молотком, а укорочение стержней продоль-
ной арматуры газовой резкой. Между тем отдельные строительные
управления и тресты изготавливают простые приспособления для
срезки свай и оболочек. Так, например, трест «Черноморгидро-
строй» изготовил устройство для срезки голов свай сечением от
30X30 до 45X45 см, которое зарекомендовало себя достаточно
хорошо.
Принцип действия устройства заключается в использовании
двух 80-тонных гидравлических домкратов для взаимного сближе-
ния двух кареток, оснащенных шипами, которые, врезаясь в бетон
головы сваи, отрывают ее на заданной отметке.
При отрыве верхней части сваи в бетоне появляются трещины.
Чтобы трещины не развивались вниз от линии отрыва сваи, устрой-
ство снабжено ножами-отсекателями, прикрепленными к кареткам.
Ножи имеют сходящиеся кромки и при движении навстречу друг
Другу в плоскости отметки отрыва происходит подрез бетона, со-
13—2940
369
Рис. 13.14. Устройство для срез-
ки верхней части свай:
1 — сварная рама; 2— цилиндр гид-
равлического домкрата; 3 — шток
гидродомкрата; 4 — челюсть с
клиньями; 5—каретка; 6 — электро-
двигатель; 7 — бак; 8 — насосная
здавая зону обжатия, в которой ло-
кализуется развитие трещин вниз
от шипов.
Устройство (рис. 13.14) состоит
из сварной рамы коробчатого сече-
ния, служащей направляющей для
кареток и основанием для монтажа
на нее всего оборудования. К карет-
кам коробчатого сечения закрепле-
ны болтами челюсти с гнездами для
сменных шипов. Гидроагрегат пода-
ет в домкраты жидкость в количест-
ве от 8 до 100 л/мин при давлении
соответственно от 320 до 20 кгс/см2.
Ход каретки — 425 мм. Электродви-
гатель для привода гидроагрегата
имеет мощность 4,5 кВт. Размеры
устройства следующие: длина —
2,1 м, ширина — 0,96 м, высота —
1,5 м. Масса — 1,6 т. Производитель-
ность устройства — 50 свай сечением
45X45 см в смену. Стоимость отры-
ва одной сваи — 20 коп. вместо
2 руб. при работе отбойным молот-
ком.
станция Вследствие того, что при исполь-
зовании гидравлических устройств
получается неровная поверхность торца сколотых свай, для срезки
свай сборных фундаментов применяют станки, которые осуществля-
ют срез свай стальными быстровращающимися дисками, армиро-
ванными алмазным порошком. Такие же станки используют для
срезки полых оболочек.
На срезку одной сваи диском затрачивается в 10—15 раз боль-
ше времени и труда по сравнению со сколом гидравлическим уст-
ройством.
После окончания срезки свай, очистки поверхности водозащит-
ной подушки от шлама и строительного мусора укладывают арма-
туру и бетонируют плиту.
Если котлован фундамента имеет некруглое в плане огражде-
ние, то по мере бетонирования плиты фундамента и части опоры,
расположенной ниже отметки рабочего горизонта воды, приходит-
ся взамен снимаемых стальных распорок устанавливать деревян-
ные, раскрепляя их в готовую кладку.
При этом дополнительно затрачивается много ручного труда п
времени.
После приобретения бетоном плиты и опоры прочности не менее
25 кгс/см2 снимают опалубку, а затем затапливают котлован и
разбирают ограждение. Чтобы облегчить разборку, в конструкции
ограждения еще до его устройства предусматривают специальные
370
меры по обеспечению возможности последующего демонтажа. Для
этого в конструкции щитовых ограждений вводят замыкающие
шпунтины, каждую из которых легче сдвинуть по бетону, чем це-
лый щит. В этих случаях, после извлечения шпунтин, наклоняя щи-
ты во внешнюю сторожу ограждения, отрывают от подводного бе-
тона.
Задача значительно осложняется, если приходится разбирать ограждение из
глубоко забитых (до 15 м) шпунтовых сплоток при наличии в котловане слоя
большой толщины (до 10 м) подводного бетона. Такую задачу пришлось решать
при строительстве фундаментов моста через р. Янцзы. Для выявления эффектив-
ного способа облегчения выдергивания шпунтовых сплоток провели обширные
опытные работы, в том числе: выдергивание сплоток плавучими кранами с уси-
лием до 150 тс; применение паровоздушного шпунтовыдергивателя; предвари-
тельную пробивку сплоток молотом с целью нарушения сцепления их с подвод-
ным бетоном; изоляцию от сцепления с бетоном сплоток с внутренней стороны
ограждения на высоту слоя укладки подводного бетона; наддергивание сплоток
вскоре после укладки нижнего слоя бетона в котлован.
Более эффективными оказались три последних способа. Иногда эти способы
применяли в сочетании один с другим.
Специально проведенные испытания по сдвигу бетонных образцов площадью
1,72 м2 по стальным шпунтинам с разными изоляционными покрытиями их по-
верхности показали, что устройство таких покрытий способствует снижению в не-
сколько раз сил сцепления бетона ср шпунтом, что видно из приведенных ниже
величин:
Величина сдвига-
ющей силы, тс
Мешковина на битуме......................... 2,64
Масляная краска............................. 6,82
Битум в один слой толщиной 2 мм............. 3,74
Тавот....................................... 4,20
Толь на масляной краске..................... 4,18
Без покрытия................................ 20,6
При использовании покрытия шпунтин из мешковины на битуме было заме-
чено, что после извлечения шпунта часто мешковина оставалась на бетоне водо-
защитной подушки. Этот способ применяли в местах заглубления шпунта в грунт
на 3—б м. При большем заглублении шпунт наддергивали или осаживали мо-
лотом на 0,3—0,5 м после укладки слоя бетона толщиной 3—5 м и выдерживания
его в течение 2 дней.
Чтобы исключить возможность поступления воды в котлован- после укладки
последнего слоя бетона толщиной 3 м, осаживание или наддергивание шпунта не
производили.
Шпунт всегда удавалось выдергивать сплотками. По мере выдергивания
сплоток длиной более 18 м устанавливали хомуты, предотвращающие поворот
одной шпунтины относительно другой.
Иногда силы сцепления шпунта с бетоном и грунтом преодолевали тем, что
на каждую сплотку, расположенную рядом с выдергиваемой (и подлежащей
последующему выдергиванию), устанавливали молот и производили ее осажи-
вание на 2—5 см.
Выдергивание сплотки 35-тониым плавучим краном и осаживание соседней
сплотки производили одновременно.
Выдернутый шпунт после дополнительной конопатки замков в сплотках
направляли для повторного использования в ограждениях котлованов очередных
фундаментов.
Применение указанных мер обеспечило двух-трехкратный оборот шпунта на
одном мосту, исключило необходимость оставлять шпунт в ограждении кот-
лованов.
13*
371
Глава 14
ПОСТРОЙКА СВАЙНЫХ ФУНДАМЕНТОВ В ОСОБЫХ УСЛОВИЯХ
§ 14.1. Особенности погружения свай в сильносжимаемые
набухающие и просадочные грунты
Свайные фундаменты в особых грунтовых условиях сооружают
в технологической последовательности, применяемой для фундамен-
тов в обычных грунтах, т. е. погружение в грунт заранее изготов-
ленных свай или устройство их в грунте на месте сооружения фун-
дамента и устройство фундаментной плиты. Отличие заключается
главным образом в специфике погружения свай в структурно не-
устойчивые грунты.
Возможны два случая погружения свай, оболочек и столбов:
1) заглублять их сквозь структурно неустойчивые грунты до опи-
рания низа на прочные и средней прочности грунты, несущая спо-
собность которых не изменяется от воздействия замачивания или
изменения температуры; 2) оставлять низ несущих элементов в тол-
ще структурно неустойчивых грунтов.
Как в первом, так и во втором случаях элементы погружают до
проектной отметки, а сваи в первом случае, кроме того, до получе-
ния расчетного отказа.
Ниже освещены особенности погружения элементов в разные
структурно неустойчивые грунты. При этом более подробно рас-
смотрено заглубление свай, оболочек и столбов в разные вечномерз-
лые грунты в связи со сложностью таких работ.
Плиту фундаментов сооружают по технологии, принимаемой в
большинстве случаев как для обычных грунтов (см. гл. 13).
Характерной особенностью сильносжимаемых грунтов является
высокая их пористость при низких показателях угла внутреннего
трения и сцепления, поэтому погружение свай в такие грунты, как
правило, не встречает затруднений. В илы, заторфованные и насып-
ные грунты, а также набухающие и просадочные пластичной кон-
систенции сваи погружают серийно выпускаемыми промышлен-
ностью молотами и вибромолотами. Если необходимо заглублять
сваи в твердые и полутвердые просадочные или набухающие грун-
ты, то ориентируются преимущественно на забивку свай молотами
в предварительно пробуренные лидерные скважины. В этих случа-
ях диаметр скважины принимают на 5—10 см меньше диагонали
призматической сваи. Глубину скважины назначают на 0,5—1,5 м
меньше величины заглубления сваи с тем, чтобы на последнем эта-
пе сваю можно было добить, обеспечив повышенное уплотнение
грунта вокруг нижнего конца сваи.
Пустоты между боковыми поверхностями лидерных скважин и
призматических свай заполняют раствором глины или цемента и
песка.
Если сваи, прорезая толщу сильносжимаемых или набухающих
грунтов, опираются на прочные или средней прочности грунты (ко-
торые при замачивании не изменяют несущей способности), а так-
372
же в случаях заглубления свай в лидерные скважины, забивку свай
производят до получения расчетного отказа.
Чтобы исключить возможность появления значительных осадок
фундаментов, при вычислении отказа свай учитывают обязательно
дополнительную нагрузку на сваи вследствие зависания на их бо-
ковой поверхности просадочных грунтов, а также обычных грунтов,
расположенных выше прослойки (торфа, ила) с повышенной сжи-
маемостью.
Особое внимание приходится обращать на производство работ
по заглублению наклонных свай в илы, озерно-ледниковые глины
и торфы. Вследствие низкой прочности таких грунтов нижний ко-
нец наклонных свай в процессе погружения отклоняется вниз от
проектного положения. Это часто наблюдается при направляющих
устройствах малой высоты, например низких направляющих кар-
касах и коротких копровых стрелах.
Из-за необходимости бурения лидерных скважин в твердых
просадочных и набухающих грунтах взамен забивных применяют
буровые сваи диаметром 0,4—0,8 м с уширениями диаметром
1,2—1,6 м. Вследствие наличия уширения такие сваи оказываются
экономичнее забивных.
Если такие сваи прорезают толщу замачиваемых набухающих
грунтов, то уширения используются в качестве анкеров против
возможного приподнятия фундамента.
Для бурения скважин используют разработанное и выпускае-
мое разными организациями специализированное оборудование,
например применявшееся для работ по сооружению фундаментов
цехов КамАЗа.
§ 14.2. Погружение свай в вечномерзлые грунты
Сроки и трудоемкость строительства фундаментов на вечно-
мерзлых грунтах зависят от принятой технологии погружения свай,
которая, в свою очередь, во многом определяется принципом ис-
пользования грунтов в качестве оснований. Если грунты основания
используют с сохранением их мерзлого состояния в течение всего
периода эксплуатации сооружений, то принимают технологию по-
гружения свай, при которой в наименьшей степени нарушается
естественная отрицательная температура вечномерзлых грунтов, а
в случае допущенных ее нарушений, в возможно короткий срок вос-
станавливается природный температурный режим грунтов.
При использовании грунтов в оттаивающем или оттаявшем со-
стоянии сваи погружают любым быстрым и экономичным способом,
обеспечивающим возможность передачи на сваи расчетных на-
грузок.
Общепринятые способы погружения свай в немерзлые грунты
малопригодны или вовсе не пригодны для заглубления свай в веч-
номерзлые грунты. Кроме того, хорошо зарекомендовавшие спосо-
бы погружения свай в мерзлые грунты в одних районах Севера
оказываются неприемлемыми для других районов вследствие раз-
373
Рис. 14.1. Основные способы погружения свай в мерзлые грунты:
/ — свая; 2 — боковая поверхность скважины; 3 — грунтовой или цементный раствор; 4 — от-
таянный грунт; 5 — лидерная скважина для бурозабивной сваи; 6 — проектное положе-
ние сваи
личия температуры, состава и прочих характеристик вечномерзлых
грунтов. Поэтому каждый способ погружения свай может быть эф-
фективно применен только в определенных мерзлотно-грунтовых
условиях строительной площадки, которые характеризуются: осо-
бенностями распространения и залегания вечномерзлых грунтов;,
составом, сложением и строением грунтов; температурным режи-
мом грунтов; толщиной слоя сезонного промерзания-оттаивания
грунта; физико-механическими свойствами грунтов; мерзлотными
процессами (пучением, наледями, термокарстами и т. п.).
При этом решающее влияние на выбор способа погружения ока-
зывают температурный режим и состав грунтов.
Для грунтов оснований, используемых в мерзлом состоянии,,
применяют четыре основных способа погружения свай: в пробурен-
ные скважины, диаметр которых превышает наибольший размер
поперечного сечения свай, с заполнением скважин грунтовым или
цементным раствором (рис. 14.1, а); в протаянные скважины, про-
паренные с помощью паровых игл (рис. 14.1, б); в предварительно*
пробуренные скважины (лидерные), диаметр которых ]эавен или
меньше размера поперечного сечения сваи с принудительным
погружением свай до упора в забой скважины (бурозабивной спо-
соб, рис. 14.1, в); в пластичномерзлые связные грунты без включе-
ний путем забивки (забивной способ, рис. 14.1,г).
Кроме перечисленных, иногда применяют бурообсадной способ
периодического осаживания (вибропогружателями или молотами)
оболочек в грунт по мере разработки и удаления последнего. Этот
способ применяют для погружения полых свай в твердомерзлые
грунты без твердых включений или в пластичномерзлые грунты с
включением гальки и отдельных валунов размером до 30 см, когда
необходимо обеспечить крепление боковой поверхности скважин
от обрушения прослоек немерзлых грунтов на глубине 6 м и более
или предотвратить возможность поступления грунтовой воды в
скважину, разбуриваемую в грунтах, используемых в мерзлом со-
стоянии. •
374
В районах нахождения пластичномерзлых грунтов (например,
Воркута, Игарка, Салехард, Забайкалье) до недавнего времени
свайные фундаменты применяли редко. Из-за длительного срока
•естественного вмерзания свай в пластичномерзлые грунты оказа-
лись малопригодны или вовсе не пригодны способы установки свай
в протаянные скважины или в пробуренные скважины, заполняе-
мые грунтовым раствором. В то же время эти способы погружения
свай десятки лет с успехом применяют в районах с твердомерзлы-
ми грунтами (например, в Норильске, Якутске, а также на Аляске
и в Канаде), где процесс естественного вмерзания свай протекает
недолго.
В пластичномерзлые грунты наиболее просто погрузить сваи
бурозабивным способом. При этом способе погружения вечномерз-
лый грунт около свай оттаивает в весьма ограниченном объеме и
поэтому сваи быстро вмерзают и могут быть нагружены вскоре пос-
ле их забивки.
В твердомерзлые грунты с включением большого количества
валунов сваи заглубляют, устанавливая их в предварительно про-
буренные скважины, которые затем заполняют грунтовым или пес-
чано-цементным раствором. Этот способ погружения широко ис-
пользуют также при сооружении свайных фундаментов на Аляске
и в меньшей степени в Канаде.
Способ устройства скважин варьируют в зависимости от мерз-
лотно-грунтовых условий строительной площадки, технологии
заглубления свай, а также возможностей строительной органи-
зации.
В вечномерзлых связных грунтах (табл. 14.1) с включением от-
дельных валунов размером до 15 см и в сезонномерзлых песчаных
и глинистых грунтах без твердых включений скважины разрабаты-
вают специальными трубчатыми лидерами (рис. 14.2), которые по-
гружают сваебойными молотами или вибромолотами.
В мерзлых связных и несвязных грунтах (независимо от их тем-
пературы), содержащих до 30% включений с крупностью 15—20 мм
или не более 15% включений крупностью 45—60 мм, скважины бу-
рят машинами ударно-вращательного или вращательного действия.
В грунтах, содержащих свыше 30% крупнообломочных включений
Таблица 14.1
Грунты Минимальная температура вечномерзлого грунта, град, при содержании гравийно-галечных включений, %
до 10 до 20 до 30
Пылеватые пески —0,5 —0,3
Супеси —1,0 —0,8 —0,5
Суглинки —1,2 —1,0 —0,8
Глины —1,8 —1,5 —1,0
375
Рис. 14.2. Схема разработки скважин трубчатыми лидерами (/—V — после-
довательность операций по устройству скважин):
/ — вибромолот; 2 — лидер; 3 — отверстие в лидере для выхода грунта; 4 — наконеч-
ник лидера; 5 — мерзлый грунт; 6 — зазоры между мерзлым грунтом и лидером;
7 — грунтовой керн
и большое количество валунов, скважины разрабатывают станками
ударно-канатного или шарошечного бурения.
Для устройства скважин диаметром до 0,5 м в мерзлых грунтах,,
независимо от их температуры и количества крупнообломочных
включений, в последние годы начинают применять в опытном по-
рядке агрегаты термомеханического бурения.
Если сваи устанавливают в скважины с заливкой их грунтовым
раствором, то технология их бурения не оказывает существенного
влияния на расчетную несущую способность оснований. В случае*
заглубления свай бурозабивным способом, при котором не приме-
няют грунтовой или цементный раствор, требуется, чтобы боковая
поверхность скважины была ровной, а размеры ее поперечного се-
чения соответствовали проектным. Если эти требования не будут
выполняться, то боковая поверхность сваи не сможет полностью
соприкасаться с грунтом, в результате чего не будет обеспечена ее
расчетная несущая способность. Поэтому для бурозабивных свай
скважины разрабатывают преимущественно станками вращатель-
ного действия или трубчатыми лидерами.
В разных мерзлых грунтах скважины часто бурят станками
ударноканатного действия УКС-22М, УКС-ЗОМ и БС-1М (см.
табл. 12.10). В процессе бурения в скважину доливают воду, кото-
рая, смешиваясь с раздробленными частицами грунта, образует
буровой шлам. Извлекаемый периодически из скважины желонкой
шлам иногда собирают в специальные баки (а зимой в утепленные
376
с подогревом бункера) для последующей заливки в скважину перед
установкой сваи. Излишний шлам выливают за пределами строи-
тельной площадки.
Диаметр скважин, разрабатываемых ударно-канатными стан-
ками, может быть увеличен до 1 м и более как применением специ-
альных долот, так и заливкой в скважины воды, подогретой до
20—70° С. Применение подогретой воды способствует, кроме увели-
чения диаметра скважины, также и повышению скорости бурения.
Однако, если льдистость грунта менее 300 кг/м3, горячую воду не
применяют, так как часто происходят обвалы поверхности сква-
жин. При бурении малольдистых несвязных грунтов, наоборот, мо-
жет потребоваться охлаждение воды перед заливкой (например,
снегом) для того, чтобы на поверхности скважин образовалась на-
ледь толщиной 1,5—3 см, которая могла бы предотвратить обру-
шение несвязных грунтов.
Если же грунт с крупнообломочными включениями имеет льди-
стость менее 200 кг/м3, предотвратить обрушение поверхности сква-
жин не удается даже охлажденной водой; в этом случае применя-
ют обсадные трубы или бурообсадный способ погружения полых
свай и оболочек.
Производительность ударно-канатного бурения в зависимости
от мерзлотно-грунтовых условий составляет 3—10 м в смену при
диаметре скважин до 0,6 м и 1,5—3 м в смену при диаметре сква-
жин до 1 м.
Работы по устройству скважин станками ударно-канатного бу-
рения является малопроизводительными и дорогостоящими. Однако
такие станки просты в эксплуатации и пока наиболее приемлемы
из широко применяемых для бурения любых мерзлых грунтов, в
том числе грунтов с большим процентом крупнообломочных вклю-
чений.
Для вращательного бурения скважин в мерзлых грунтах приме-
няют бурильно-крановые машины типа БТС-2 и УГБХ-150
(табл. 14.2), предназначенные для работы при низких отрицатель-
ных температурах (северное исполнение). -Такие машины лучше
всего использовать для бурения скважин в мерзлых грунтах без
включений валунов и гальки.
Как при ударно-канатном, так и при вращательном бурении
затрачивается много энергии на разрыхление всей массы мерзлого
грунта в объеме разрабатываемых скважин. При использовании
трубчатых лидеров энергия затрачивается только на врезку их в
грунт, который при этом без разрыхления извлекают на поверх-
ность в виде кернов.
Сущность устройства скважин этим способом заключается в
последовательном погружении сваебойным молотом в мерзлый
грунт на заданную глубину и извлечения лидера с керном грунта.
После извлечения лидера в грунте образуется скважина. При каж-
дом последующем погружении лидера находящийся в нем керн
грунта из предыдущего участка скважины вытесняется через верх-
нее отверстие вновь поступающим грунтом (см. рис. 14.2). Этот
377
Таблица 14.2
Параметры Модели станков
БТС-2 УГБХ-150
Диаметр бура, м Глубина бурения, м Частота вращения бура, об/мин Мощность двигателя, л. с. Тип рабочего органа Вспомогательное оборудование Масса навесного оборудования, т Базовая машина Общая масса машины, т Производительность бурения мерз- лых грунтов без твердых включений, м/ч 0,15—0,35 25 44—120 108 II Шарошечный бур с продувкой воз- духом 5,6 Трактор Т-100М 17,6 До 15 0,4—0,5 150 60—180 75 1нек Оборудование удар- но-канатного бурения 8,3 Трактор ТДТ-75 17,5 До 8
способ устройства скважин разработан в 1963—1965 гг. института-
ми ВНИИ оснований и подземных сооружений, ВНИИстройдорма-
шем и усовершенствован совместно с комбинатами Воркутауголь
и Печоршахтстрой.
В ЦНИИСе Минтрансстроя создана специальная виброударная
машина для устройства лидерных скважин в вечномерзлых грунтах
и погружения в них свай.
Виброударная машина (рис. 14.3) смонтирована на базе трак-
тора Д-108 мощностью 180 л. с. Вибромолот с жестко присоединен-
ным
Рис.
14.3. Виброударная машина для разработ-
ки скважин в мерзлых грунтах
к нему трубчатым лидером может перемещаться в направляю-
щей раме-стреле, кото-
рая на нижнем конце
оснащена плитой и дву-
мя аутригерами для
опирания на грунт в пе-
риод погружения и
извлечения лидера. На-
правляющая рама с
помощью двух телеско-
пических гидравличе-
ских домкратов из вер-
тикального рабочего по-
ложения может укла-
дываться в горизон-
тальное положение для
транспортирования аг-
регата на большие рас-
стояния.
Характерной особен-
ностью машины явля-
ется применение допол-
378
нительной пригрузки погружаемого лидера или сваи, что способст-
вует повышению скорости заглубления их в грунт.
Характеристика виброударной машины
Размеры разрабатываемых скважин:
диаметр................................
глубина ......................... .
Размеры погружаемых железобетонных
свай: х,____
поперечное сечение................Г
длина ..............................
Вибромолот ВМС-1:
мощность...............................
масса ударной части ................
частота ударов .....................
Грузоподъемность механизма для извлече-
ния лидера ............................
Усилие пригруза............
Масса машины...........................
Производительность по устройству скважин
(или погружению свай)..................
до 42,6 см
до 6 м
до 30X30 см
до 7,5 м
56 кВт
2850 кг
730 уд/мин
до 65 т
10 тс
39 т
до 25 шт./смену
Производительность виброударной машины по устройству сква-
жин в твердомерзлых и пластичномерзлых грунтах без включения
гальки, гравия и валунов значительно выше производительности
ударно-канатных станков.
Большим преимуществом лидерной разработки грунтов являет-
ся возможность устройства скважин квадратного поперечного се-
чения для последующей принудительной забивки в них железобе-
тонных свай, при которой их несущая способность по трению грун-
тов о боковую поверхность может быть увеличена в 1,5—2 раза по
сравнению с определяемой по действующим нормам.
Применение лидеров наиболее эффективно для погружения бу-
розабивных свай в разные пластичномерзлые грунты и в твердо-
мерзлые грунты без включения гальки и валунов, а также в под-
стилающие пластичномерзлые и талые пласты, прикрытые слоем
сезонномерзлого грунта.
Эффективность устройства скважин лидерами определяется не-
большой энергоемкостью и высокой производительностью, повыше-
нию которой способствует также отсутствие операций по разгрузке
и освобождению скважины от грунта или бурового шлама.
Лидеры изготовляют из цельнотянутых труб со стенками толщи-
ной от 12 до 18 мм, к низу которых приваривают наконечники
(рис. 14.4) для облегчения извлечения лидеров из скважин. При-
менение наконечника способствует также продлению срока эксплу-
атации лидера и свободному продвижению керна внутри лидера.
Если применяют лидер без наконечника, то он быстро разру-
шается. Кроме того, после заполнения лидера грунтом на высоту,
равную 12—15 его диаметрам, образуется пробка из заклинивше-
гося грунта, вследствие чего прекращается погружение лидера, так
как он превращается в сваю с закрытым нижним концом. К этому
следует добавить, что извлечь такую пробку весьма трудно, а при
379
Рис. 14.4. Наконечники трубчатого лидера:
а —с утолщением внутрь; б и в — с утолщением наружу; г и д —с утолщением в обе
стороны;
1 — боковая поверхность скважины; 2 —то же керна
низких отрицательных температурах воздуха почти невозможно
вследствие ее примерзания к боковой поверхности лидера.
Приведенные на рис. 14.4 наконечники показывают наилучшие
результаты при использовании каждого из них в определенных
мерзлотно-грунтовых условиях. Наконечники с двусторонним уши-
рением (рис. 14.4, г и д) могут применяться в более широком диа-
пазоне грунтовых условий.
В зависимости от мерзлотно-грунтовых условий, длины лидера
и способа его погружения разница между величинами диаметров
лидера и наконечника может достигать 3 см. Чтобы извлечь из;
грунта погруженный лидер, прикладывают выдергивающее усилие,,
которое изменяется от 5 до 60 тс в зависимости от диаметра и дли-
ны лидера, конструкции его наконечника и свойств грунтов.
Площадь поперечного сечения лидерных скважин, предназначен-
ных для погружения в них свай бурозабивным или бурообсадным
способом, принимают равной 0,75—0,95 площади поперечного сече-
ния сваи. Для свай и столбов, устанавливаемых в скважины с за-
полнением их раствором, диаметр скважин назначают на 15—20 см
больше максимального размера поперечного сечения сваи.
Глубину скважин назначают обычно соответствующей величи-
не проектного заглубления свай или столбов. Однако разбурить
скважину только на требуемую глубину не всегда удается. В та-
ких случаях ориентируются на перебур скважин до 10 см сверх
проектной глубины. Перебур скважин устраняют, засыпая на их
забой гравий или щебень.
Если мерзлые грунты бурят станком ударно-канатного действия,,
то на боковой поверхности скважин зимой образуются наледи тол-
щиной до нескольких сантиметров, а остающийся на забое шлам
замерзает. Чтобы обеспечить в таких условиях доброкачественную
заделку столбов в мерзлые грунты, необходимо за 1—2 ч до уста-
новки столба удалить наледь, прогрев ее горячим воздухом, пода-
ваемым в скважину из калорифера, а замерзший на забое шлам
разбурить. После этого заполнить скважину подогретым литым
380
раствором на высоту 2—3 м и опустить в нее столб, закрепив его
в проектном в плане и по высоте положениях.
Как зимой, так и летом следует, по возможности, сократить до
минимума промежуток времени между окончанием бурения сква-
жин и установкой в них столбов. Если это условие невыполнимо, то
каждая пробуренная до проектной отметки скважина должна быть
закрыта инвентарным теплоизоляционным щитом на период до на-
чала работ, связанных с установкой столбов.
Летом и осенью, чтобы предотвратить возможность оплывания
грунта, устье скважины закрепляют обсадной трубой на глубину,
равную толщине оттаявшего слоя грунта. Для обеспечения герме-
тичности обсадки трубу принудительно заглубляют в мерзлый
грунт (например, долотом станка ударно-канатного бурения).
Способ установки свай в скважины с заливкой грунтовым рас-
твором предложен в 1940 г. Н. П. Быковым. С 1958 г. этот способ
широко применяют при строительстве свайных фундаментов зда-
ний и сооружений в Норильске, Якутске, Магадане.
Способ установки свай или свай-столбов в предварительно про-
буренные скважины можно применять в любых мерзлых и немерз-
лых грунтах, где другие способы неприменимы или экономически
нецелесообразны.
К преимуществам этого способа относятся: возможность устрой-
ства свайных фундаментов в грунтах, не допускающих других
способов погружения свай из-за наличия крупнообломочных вклю-
чений; производство работ без применения сваебойной техники,
поскольку сваи краном могут быть опущены свободно в скважины
под действием силы тяжести; возможность применения свай любой
технически целесообразной длины и любой формы поперечного
сечения; более точная установка свай в плане и по глубине; воз-
можность устройства куста свай и быстрое восстановление мини-
мально необходимой отрицательной температуры вечномерзлых
грунтов по сравнению со способом погружения в протаянные грун-
ты; малая вероятность повреждения свай в процессе погружения
(по сравнению с забивными и бурозабивными сваями).
К недостаткам этого способа относятся усложнение и удорожа-
ние работ, связанных с необходимостью устройства скважин, под-
готовки раствора, его подогрева в зимнее время, транспортирова-
ния и заливки в скважины. По сравнению с другими способами этот
способ заглубления свай или столбов является самым дорогостоя-
щим. Вместе с тем при неблагоприятных мерзлотно-грунтовых усло-
виях он является и единственно возможным.
Скважины заполняют литым грунтовым или цементным раство-
ром непосредственно перед установкой в них свай. В редких случа-
ях раствор заливают в скважины после установки в них свай.
В первом случае раствор заливают в скважину примерно на треть
ее глубины из расчета заполнения пазух между боковой поверх-
ностью скважины и сваей в пределах ее заглубления в грунт.
Цементно-песчаный раствор (из цемента и песка состава от 1 :2
до 1 : 8) применяют с целью некоторого увеличения сил, удерживаю-
381
щих сваи от выпучивания. Кроме того, цементно-песчаный раствор
применяют для доброкачественной заделки свай в крупнообломоч-
ные отложения или скальные породы.
В большинстве случаев применяют для заделки свай грунтовой
раствор, состоящий из смеси глины и песка в пропорции от 1 : 4 до
1 : 8 и имеющий консистенцию 10—13 см. В зимнее время раствор
подвозят к скважине подогретым до 30—50° С.
Если скважины бурят ударно-канатными станками, в качестве
раствора иногда используют буровой шлам, добавляя к нему при
необходимости глину или песок в количестве, снижающем влаж-
ность раствора до 40% и менее.
Обсадную трубу извлекают после установки сваи или столба,
когда обрушению грунта с боковой поверхности скважины препят-
ствует находящийся в ней раствор.
Для обеспечения хорошего соприкасания раствора с боковой
поверхностью сваи или столба, а следовательно, доброкачественно-
го вмерзания, каждую сваю или столб перед установкой очищают
от снега, льда и грунта.
Сваи устанавливают непосредственно на забой скважины. В тех
случаях, когда оставшийся в пределах допустимого количества бу-
ровой шлам не может быть извлечен из скважины, его взбалтыва-
ют, попеременно поднимая и опуская сваю, а затем ее резко сбра-
сывают на забой. В отдельных случаях для обеспечения плотной
посадки на дно скважин, пробуренных в гравийно-галечных отло-
жениях или скальных породах, производят добивку свай молотом
или вибромолотом.
Способ погружения свай в предварительно оттаянные вечно-
мерзлые грунты применяют при средней их температуре в зоне за-
глубления свай —1,5° С и ниже, если основания сохраняются в
мерзлом состоянии. Этот способ применяют в любых грунтах, если
они используются в качестве оснований в оттаивающем или отта-
явшем состоянии. Применительно к условиям строительства мостов
способ парооттаивания грунтов может быть применен для заглубле-
ния в твердомерзлые грунты свай, работающих в условиях отсутст-
вия кустового эффекта, т. е. на расстояниях, превышающих шесть
диаметров свай. Погружение свай этим способом возможно в грун-
ты без твердых включений или содержащих не более 10% гравий-
но-галечных частиц.
По сравнению с другими способами установка свай с протаива-
нием грунта имеет следующие достоинства: простота и небольшая
стоимость работ; возможность погружения свай без применения бу-
ровых станков или сваебойного оборудования. К недостаткам этого
способа погружения свай относятся: значительное нарушение тем-
пературного режима грунтов в результате пропаривания; отсутст-
вие контроля размеров оттаянной зоны, ввиду чего приходится до-
полнительно пропаривать грунт, чтобы погрузить сваю. В результа-
те удлиняется срок вмерзания сваи в грунт; вследствие сбрасывания
свая может отклоняться от вертикального положения до 10 см, а
иногда и больше; необходимость выдерживания свай для их вмо-
382
Рис. 14.5. Паровая игла и наконечники:
1 — заглушка; 2 — рукоятка; 3 — тройник; 4 —
гибкий шланг; 5 —труба; 6 — наконечник; 7 —
вечномерзлый грунт; 8 — оттаянный грунт;
9 — сезонномерзлый грунт; 10 — лунка
Рис. 14.6. Перфорирован-
ная паровая игла:
/ _ труба; 2 — отверстия; 3 —
заглушка; 4 — рукоятка; 5 —
гибкий шланг
раживания в грунт от 50 дней зимой до 140 дней летом, что связано
с увеличением сроков строительства фундаментов; небольшая глу-
бина погружения свай (6—8 м) вследствие ограниченных возмож-
ностей оттаивания грунтов паровой иглой.
Для оттаивания грунтов применяют комплект оборудования,
включающий источник пара, паропровод, распределительную гре-
бенку, паровые иглы. В качестве источника пара используют котлы
с'поверхностью нагрева от 8 до 32 м2. Тип и производительность
котла выбирают в зависимости от количества одновременно рабо-
тающих игл. На одну иглу требуется обеспечить 4—5 м2 поверхно-
сти нагрева котла. Паровые иглы (рис. 14.5, а) изготовляют из
цельнотянутых труб с внутренним диаметром 25—30 мм и длиной
до 8 м. Наконечники готовят отдельно и крепят к трубам на резьбе
или сварке. В зависимости от угла наклона отверстий к продольной
оси наконечников их подразделяют на нормальные (рис. 14.5, б),
рыхлительные (рис. 14.5, в) и скоростные (рис. 14.5, г). В зимнее
и весеннее время для погружения одиночных свай в твердомерзлые
грунты с низкой температурой применяют иглы с нормальным на-
конечником, для погружения свай в кустах — иглы со скоростным
наконечником, для дополнительного пропаривания грунта с целью
383
Таблица 14.3
Вечномерзлые грунты Сваи Сечение свай, см Количество игл на одну сваю Средняя температура грунта по глубине погру- жения свай, °C
Пылевато-илистые Деревянные Диаметр до 28 см 1 2 От —1,5 до —2,0 От —2,0 и ниже
Железобе- тонные От 25X25 до 50X50 2 3 От —1,5 до —2,0 От —2,0 и ниже
Супеси и суглинки Деревянные Диаметр до 28 см 2 От —1,5 и ниже
Железобе- тонные 25X25 2 От —1,5 и ниже
От 30x30 до 50X50 3 От —2,0 и ниже
Песчаные (мелкие, средние и крупные) Деревянные Диаметр до 28 см 3 От —1,5 и ниже
Железобе- тонные 25X25 3 От —1,5 и ниже
От 30X30 до 50X50 4 От —1,5 и ниже
уменьшения трудоемкости погружения свай в пески — иглы с рых-
лительным наконечником.
Оттаивание грунтов для погружения одной сваи производят не-
сколькими иглами, количество которых назначают в зависимости
от мерзлотно-грунтовых условий, поперечного сечения и материала
свай (табл. 14.3). Иглы опускают в грунт до отказа с выдержива-
нием на отметке отказа 10—15 мин в связных и 15—20 мин в не-
связных грунтах. В среднем на 1 м заглубления иглы в связные
грунты затрачивается 20—30 мин, в несвязные грунты — 30—40 мин.
Пар в иглы подают под давлением на распределительной гре-
бенке 3—4 кгс/см2 для оттаивания связных грунтов и 6—8 кгс/см2
для несвязных грунтов.
Красноярским институтом «Промтрансниипроект» разработана
и внедрена в ряде объектов технология оттаивания грунтов перфо-
рированной иглой (рис. 14.6), опускаемой в предварительно про-
буренную скважину диаметром до 12 см. Эта технология способст-
вует ускорению процесса пропаривания и уменьшению количества
384
игл. Вокруг сваи грунт пропаривают одной перфорированной вме-
сто двух-четырех обычных игл. При этом на пропаривание грун-
та затрачивают в 3—4 раза меньше времени.
Сваи погружают под действием силы тяжести сразу после окон-
чания оттаивания грунтов или не позже чем через сутки зимой и
весной, не позднее двух суток летом и четырех суток осенью. Обыч-
но свая сразу не погружается на проектную отметку и для ее за-
глубления требуется несколько раз приподнять сваю на высоту 2—
3 м и резко сбросить.
Использование способа установки свай в предварительно отта-
янный грунт возможно в любое время года, но наиболее эффектив-
но в зимний и зимне-весенний периоды, когда смерзание оттаянно-
го массива происходит одновременно снизу и сверху, способствуя
ускорению восстановления естественного температурного режима
грунтов вокруг свай.
Для ускорения процесса вмораживания свай, погруженных в
вечномерзлые грунты разными способами, в Канаде применяют
специальные установки искусственного охлаждения, которое проис-
ходит в течение 2—3 сут. В нашей стране для ускорения вморажи-
вания свай, а также поддержания твердомерзлого состояния грун-
тов в период эксплуатации сооружения С. И. Гапеев разработал
самонастраивающуюся автоматическую охлаждающую установку.
Забивной и бурозабивной способы погружения свай, разрабо-
танные по предложению С. С. Вялова, наиболее применимы в рай-
онах распространения пластичномерзлых грунтов. При этих спосо-
бах погружения естественное вмерзание свай происходит во много
раз быстрее, чем при заглублении свай в пробуренные и заливае-
мые грунтовым раствором скважины или в оттаянный грунт.
Возможность погружения свай забивным и бурозабивным спо-
собами в пластичномерзлые грунты объясняется тем, что эти грун-
ты обладают примерно в 10 раз большей сжимаемостью и меньшей
прочностью по сравнению с твердомерзлыми.
Приведенные в табл. 14.4 мерзлотно-грунтовые условия возмож-
ного применения забивного и бурозабивного способов погру-
жения свай приняты по данным опытного и производственного по-
гружения свай в Воркутинском районе и в Игарке.
Таблица 14.4
Пластичномерзлые грунты Минимальная температура мерзлого грунта в °C, содержащего крупнообломочных включений в %
0 до 20 | до 30
Забивной способ Бурозабивной способ
Пылеватые пески Супеси Суглинки Глины 1111 о о о о оо —0,3 —0,8 —1,0 —1,5 —0,5 —0,8 —1,0
385
Забивку свай в пластичномерзлые грунты производят по техно-
логии, аналогичной применяемой для немерзлых грунтов. Этим
объясняется простота забивного способа и его минимальная трудо-
емкость. Однако вследствие большей твердости грунтов происходит
более быстрый износ сваебойного оборудования и повышается про-
цент поврежденных свай, что относится к существенным недостат-
кам этого способа.
К этому следует добавить, что область рационального примене-
ния забивного способа ограничивается довольно узким диапазоном
мерзлотно-грунтовых условий.
Бурозабивной способ является более универсальным, обеспечи-
вающим возможность заглубления свай в пластичномерзлые грун-
ты во всех случаях, когда забивка свай затруднена или невозмож-
на. Этот способ по сравнению с забивным имеет следующие преи-
мущества: обеспечивается возможность точной установки свай в
плане и погружение их до проектных отметок; уменьшается вероят-
ность отклонения от вертикали погружаемых свай и поломки их в
процессе забивки; облегчаются условия работы сваебойного обо-
рудования.
Забивные и бурозабивные сваи погружают преимущественно
сваебойными молотами. Вибропогружатели применяют для заглуб-
ления свай в сыпучемерзлые грунты. Общее количество энергии,
затрачиваемой на забивку свай молотами в связные пластично-
мерзлые грунты, примерно в 10 раз меньше, чем при заглублении
свай вибропогружателями.
Соответственно этому меньше повышается и температура грун-
та около забиваемых свай, что способствует их более быстрому
вмерзанию. Вибромолоты пока применяют для погружения в пла-
стичномерзлые грунты элементов с малой площадью поперечного
сечения, например, стальных трубчатых свай, двутавров, стального
шпунта и т. п.
В зависимости от типа погружающего оборудования и мерзлот-
но-грунтовых условий сваи забивают в пластичномерзлые грунты
со скоростью 0,1—0,5 м/мин. Бурозабивным способом сваи заглуб-
ляют со скоростью 0,2—0,7 м/мин.
Для успешного погружения свай в пластичномерзлые грунты
требуется, чтобы отношение массы ударной части молота к массе
сваи и наголовника было в пределах 0,8—1,2 для трубчатых и 1—
1,6 для штанговых дизель-молотов. Вибропогружение свай бывает
эффективно, если отношение возмущающей силы вибратора к мас-
се сваи будет не менее 10, а отношение возмущающей силы к мас-
се всей вибросистемы (вибропогружатель, наголовник, свая) будет
не менее 3.
Во время длительных перерывов между выполняемыми в осен-
не-зимний период работами по заглублению свай и устройству фун-
даментной плиты необходимо контролировать положение погру-
женных свай на случай их возможного выпучивания. Контролиро-
вать следует не менее 2% свай от числа погруженных, но не менее
5 шт.
386
Таблица 14.5
Продолжительность вмерзания свай, сут
Лето-осень
Зима-весна
Способы погружения свай
Температура мерзлого грунта, СС
-1,о
В скважины, заполняе-
мые раствором
С протаиванием грунта
Бурозабивной с добив-
кой:
молотом
вибропогружателем
Забивной с применени-
ем:
молота
вибропогружателя
60
2
20
2
40
1
10
1
20
25
140
12 50
70 —
— 1
3 15
1
30
1
20
120
6
50
1 1
5
Погруженные в вечномерзлые грунты сваи можно загружать
только спустя некоторое время (табл. 14.5), продолжительность ко-
торого зависит от мерзлотно-грунтовых условий, способа погруже-
ния и сезона работ.
К устройству плиты фундамента с вмороженными сваями до-
пускается приступать после смерзания их с вечномерзлым грунтом
основания. Смерзание условно считается достигнутым, если изме-
ренная в контрольных скважинах температура грунтов, окружаю-
щих сваи, понизится и будет равна или ниже указанных значений:
Для песков и водонасыщенных крупнообломочных грунтов . . 0,2° С
» супесей.............................................. 0,5 »
» суглинков............................................ 0,8 »
» глин ................................................ 1,0 »
Глава 15
НЕКОТОРЫЕ ДЕФЕКТЫ В ПРОИЗВОДСТВЕ РАБОТ
§ 15.1. Характерные дефекты работ с забивными сваями
При выполнении работ по строительству фундаментов опор мо-
стов, несмотря на достаточно жесткие требования нормативных
документов возникают дефекты, которые нередко отражаются на
эксплуатационных показателях работы моста или влекут за собой
серьезные осложнения в ходе дальнейшего строительства с допол-
нительными материальными и денежными затратами, связанными
с работами по ликвидации этих дефектов или локализации воз-
можных нежелательных последствий.
387
Следствием таких дефектов является снижение прочностных по-
казателей сооружения и повышенная его деформативность, которые
могут довести только что возведенное сооружение до аварийного
состояния, а в отдельных случаях и до катастрофы.
В свайном фундаментостроении при применении забивных свай
дефекты при производстве работ могут возникнуть вследствие сле-
дующих основных причин:
1) неправильного выбора сваепогружающего оборудования,
проявляющегося в применении молотов с энергией удара, меньше
требуемой. Поэтому сваи не добиваются до проектных отметок, а
головы свай подвергаются преждевременному разрушению;
2) неточной проектной длины (завышенной или заниженной)
свай, установленной на основании дефектных инженерно-геологиче-
ских данных.
Казалось, подобные недостатки следовало бы отнести только к
дефектам проектирования. Но строительные организации в подоб-
ных случаях нередко допускают неправильный порядок производ-
ства работ. Вместо того чтобы после забивки первых свай, когда
устанавливается, что принятые их длины завышены или занижены,
немедленно вызвать автора проекта для уточнения длины сваи,
строители забивают все сваи фундамента и только после этого со-
общают проектному институту об обнаруженном дефекте.
В первом случае на строительной площадке образуется часто-
кол из стволов свай, которые приходится срезать. При железобе-
тонных сваях срубленные концы свай за редким исключением ока-
зываются ненужными. Во втором случае все забитые сваи не имеют
необходимой несущей способности по грунту. В -итоге требуется вы-
полнить нередко очень сложный и дорогостоящий дополнительный
объем работ для подобного свайного фундамента;
3) ложных отказов вследствие разрушения голов железобетон-
ных свай и образования буфера из смятой арматуры, амортизирую-
щего удары молота. В итоге несущая способность свай по грунту
оказывается заниженной;
4) ложных отказов после так называемого «отдыха» сваи. Ре-
зультат— снижение несущей способности свай по грунту;
5) поломок нижних концов свай и стволов при встрече свай с
валунами или в результате усиленной забивки их в плотные граве-
листо-галечные грунты. Особенно большим разрушениям в подоб-
ных случаях подвергаются деревянные сваи;
6) разрушения голов и стволов забиваемых свай из-за дефек-
тов, допускаемых при изготовлении арматурных каркасов и наго-
ловников или из-за применения бетонов, марка которых ниже про-
ектной. Встречаются случаи сочетания упомянутых причин.
§ 15.2. Характерные дефекты работ с буронабивными сваями
Дефекты производства работ при сооружении буронабивных
свай носят сугубо технологический характер и вследствие почти
полного отсутствия возможности проконтролировать качество вы-
388
полненного в грунте ствола
сваи особо опасны. Поэтому
работы по сооружению бурона-
бивных свай надлежит пору-
чать опытным специализиро-
ванным бригадам.
Ниже приводятся наиболее
часто встречающиеся харак-
терные дефекты буронабивных
свай, выявленные после их от-
копки.
1. Дефекты бетонирования.
На рис. 15.1, а показана схема
правильной технологии; бето-
нирование производят слоями
по 20—50 см с тщательной
трамбовкой каждого уложенно-
го слоя бетонной смеси. Обсад-
ную трубу по мере заполнения
ее бетонной смесью постепенно
извлекают из грунта с расче-
том, чтобы нож обсадной тру-
бы постоянно оставался ниже
поверхности бетонной смеси не
менее двух ее диаметров.
При нарушении этого тре-
бования ствол сваи может
Рис. 15.1. Буровые сваи, сооружаемые
с использованием инвентарной обсад-
ной трубы:
а — без нарушения технологии работ; б —
с недопустимым нарушением технологии
работ
иметь значительные каверны, заполненные окружающим грунтом
(рис. 15.1, б).
2. Разрывы сплошности стволов буронабивных свай. Они могут
произойти и по причине, указанной в п. 1 и по причинам размыва
свежеуложенной бетонной смеси циркулирующей грунтовой водой.
3. Использование сжатого воздуха для извлечения обсадной
трубы и уплотнения бетонной смеси. Это может также оказаться
.причиной образования разрывов сплошности ствола сваи. В част-
ности, на одной из строек было установлено, что из-за неправиль-
ного регулирования давления сжатого воздуха песок и цемент из
бетонной смеси были выдавлены в пустоты между камнями старой
кладки, через которую проходили стволы свай, а в обсадной трубе
остался только гравий.
4. Применение слишком сухой бетонной смеси (рис. 15.2).
Вследствие того что при использовании относительно жидкой бетон-
ной смеси затруднено ее уплотнение, используют более сухую смесь,
но при этом резко затрудняется контроль за качеством сооружаемо-
го ствола сваи. При загружении такой бетонной смеси в обсадную
трубу уже происходит частичное ее расслаивание, которое усилива-
ется при трамбовке, а при сочетании со слишком быстрым извле-
чением трубы может привести также к разрывам в сплошности
ствола.
389
Рис. 15.2. Буровая свая, соору-
женная с применением недопу-
стимо сухой бетонной смеси
Рис. 15.3. Дефекты
буровых свай
в слабых грунтах
5. Усиленная трамбовка бетонной смеси при очень мелких и
слабо плотных песчаных грунтах и глинистых грунтах мягкой и те-
кучей консистенции. В таких случаях могут возникнуть сильные ис-
кривления и изломы стволов свай. Для примера на рис. 15.3 при-
ведены зарисовки дефектных свай, забетонированных в слое илис-
тых глин на одной из строек.
6. Нарушения в равномерности трамбовки бетонной смеси по
высоте ствола сваи. Они могут привести к образованию так назы-
ваемых «шеек», местных утонений ствола, что соответственно сни-
жает прочность ствола всей сваи.
7. Образование «шеек» может быть и при равномерной трам-
бовке бетонной смеси, но при переслаивании относительно слабых
и плотных прослоек грунта.
Для примера можно привести случай из практики строительства
мостов. В фундаменте одной из опор были применены сваи-стойки,
нижний торец которых заделывался в скалу. Расчетная нагрузка
на сваю составляла 600 тс. Практически было возможно испытать
статической нагрузкой только две сваи. Одну из свай обжали на-
грузкой порядка 800 тс, предельное состояние при этом выявлено
не было. Вторая свая при нагрузке в 500 тс внезапно стала прова-
ливаться. При вертикальном смещении головы сваи в 1 м испыта-
ния прекратили. Торцы обоих свай были заделаны в скалу.
Возник вопрос: сколько хороших и сколько некачественных свай
в очень ответственной опоре, с которой должна была вестись урав-
новешенная сборка двух больших тяжелых железобетонных про-
летных строений? •
390
В результате пришлось по периметру фундамента из буровых
свай забить до скалы около 80 железобетонных свай с поперечным
их сечением 40X40 см и объединить все сваи одной общей желе-
зобетонной плитой.
8. Дефекты, возникающие при подводном бетонировании, к ко-
торому приходится прибегать, когда вода проникает в скважину.
9. Оставленный грунтовый шлам в забое буровой скважины, ко-
торый образуется даже при проходке твердых глин и мергелей. Не-
обходимо принимать тщательные меры по удалению шлама. В про-
тивном случае он может остаться под бетоном заполнения и послу-
жить причиной длительно протекающих и значительных по величине
осадок.
Известен случай, когда по рассматриваемой причине осадка опо-
ры моста за 10 лет достигла 90 см с ежегодным темпом ~9 см
без тенденции затухания.
При заполненных водой скважинах глубиной 20—30 м удаление
подобного грунтового шлама весьма затруднительно. Эрлифты и
гидроэлеваторы также выдают воду с малым содержанием взвешен-
ных грунтовых частиц. За время, необходимое для ввода в сква-
жину глубокой бетонолитной трубы и заполнения ее бетоном, в
забой осаживается рыхлая грунтовая пульпа, а производители ра-
бот, полагаясь на чистоту забоя, продолжают работы по сооруже-
нию свай, в результате чего нижний торец сваи представляет не бе-
тонный столб, в смесь из бетонной массы, увязшей в грунтовой
пульпе.
Бурение и бетонирование скважин под глинистым раствором
требует строгого соблюдения требований, специфичных для этого
вида работ, нарушение которых приводит к дефектам в конструк-
ции сваи с соответствующим снижением прочностных ее качеств и
в ряде случаев и с увеличением деформативных показателей.
При консистенции глинистого раствора ниже определенных гра-
ниц плотности он не обеспечивает устойчивости грунтовых стен
скважины, а при превышении норм плотности раствора он при бе-
тонировании не поднимается вверх и в бетонной смеси могут ос-
таться сгустки раствора, которые нарушают непрерывность бетон-
ного столба.
§ 15.3. Нарушения проектных требовании
К дефектам производства работ, присущим как для забивных,
так и для буронабивных свай, относятся:
1. Ошибки в разбивках мест забивки или сооружений свай. Ос-
ложнения, которые возникают от неточностей в разбивке рядов
свай в составе свайного фундамента, тем больше, чем меньше свай
в его составе, когда роль каждой сваи возрастает. Тем не менее ло-
кализация таких явлений выполняется относительно легко забив-
кой или сооружением дополнительных свай.
Тяжелые последствия носят случаи, когда главные оси мостовой
опоры смещаются с проектного местоположения и опора возводит-
391
ся с соответствующим смещением в плане. В таких редких случаях
приходится либо уничтожать сооруженную опору и возводить но-
вую в проектном месте, либо менять длины пролетных строений.
2. Низкое качество бетона, примененного для изготовления свай.
В практике фундаментостроения имеет место очень большой диа-
пазон в снижении прочности бетона свай.
Во многих случаях применением хороших наголовников и осто-
рожными приемами забивки удается сваи с пониженной прочностью
бетона погрузить в грунт. Но число подобных свай, как правило,
приходится увеличивать для снижения действующих на них рас-
четных усилий, так как, помимо снижения прочностных качеств ма-
териала ствола сваи, сниженными оказываются и несущие способ-
ности таких свай по грунту вследствие необходимости ослабления
силы ударов молота при их забивке.
Встречаются случаи, когда качество бетона свай, поступающих
на строительство, оказывается столь низким, что сваи разрушают-
ся еще в начальный период забивки и никакими приемами не пред-
ставляется возможным погрузить их в грунт.
3. Нарушения проектных требований при изготовлении арма-
турных каркасов свай. Наблюдаются значительные отступления от
проектов армирования свай:
применение арматурной стали меньших сечений без компенса-
ции— без соответствующего увеличения числа продольных
стержней;
уменьшение числа хомутов или спиральной арматуры;
отступления от проекта поперечного армирования каркасов
около голов свай и их нижних концов.
В отдельных случаях встречаются в арматурном каркасе все
перечисленные выше отступления.
Ослабление в продольном армировании стволов свай проявляет-
ся еще в процессе их транспортирования, а в поперечном армиро-
вании— при забивке свай.
Ослабление поперечного армирования голов свай проявляется в
виде преждевременного разрушения голов свай и невозможности
вследствие этого забивки их на проектную глубину и до расчетно-
го отказа.
Известен случай, когда для ответственного объекта была по-
ставлена крупная партия свай, где сочетались грубые отступления
в конструкции арматурного каркаса (меньшие сечения продольной
арматуры, увеличенный шаг поперечного армирования по всей дли-
не сдвига сваи без снижения шага поперечного армирования около
ее головы и острия) с таким же грубым снижением в прочностных
свойствах бетона (при проектной марке 300 шлакобетон имел мар-
ку порядка 100).
Забивка этих свай производилась штанговым дизель-молотом с
весом ударной части 1200 кгс. Сваи разрушались на 2—3 м от го-
ловы от первых 5—10 ударов молота.
4. В практике свайного фундаментостроения встречаются случаи
грубых нарушений правильности забивки свай, последствия которых
392
Рис. 15.4. Устой арочного железобетонного моста:
а — по проекту; б — после усиления фундамента (показано жирной линией)
могут носить весьма пагубный характер, если они не были своевре-
менно выявлены.
В качестве примера можно привести устой большого автодорож-
ного железобетонного арочного моста. Расчетная длина арочного
пролетного строения — 78 м при стреле арки в 10 м.
В состав свайного фундамента устоя (рис. 15.4, а), помимо вер-
тикальных свай, проектом было предусмотрено забить 112 железо-
бетонных свай длиной по 16 м с поперечным сечением 40X40 см
под наклоном 3,5 : 1,0.
Вследствие небрежного отношения копровой бригады и техни-
ческого надзора все сваи были забиты под наклоном 5: 1, что не
обеспечивало устойчивости опоры на воздействие расчетных сдви-
гающих сил.
Усиление фундамента устоя было выполнено наращиванием его
длины (рис. 15.4, б) с дополнительной забивкой 42 аналогичных
железобетонных свай, но под наклоном 3: 1 и опиранием на наро-
щенную хвостовую часть устоя эстакадной опоры моста.
Особенно внимательно следует сооружать фундаменты, состоящие из куста
наклонных свай различного направления, когда по производственным причинам
приходится менять как наклон свай, так и их местоположение.
Ниже рассматривается пример постройки русловых опор автодорожного
моста длиной 268 м. Русло реки перекрыто стальным неразрезным трехпролет-
ным строением с длиной пролетов по 71,6 м. Глубина воды в местах погружения
опор в межень 12,7 м. Геология мостового перехода характеризуется 7-метровой
толщей заиленных пылеватых суглинков текучей консистенции. Влажность их
колеблется в пределах 70—104%. Пылеватых и глинистых фракций — более 50%.
Ниже лежит большая толща твердых суглинков и глин, кровля которых имеет
примерно 2-метровой размягченный слой.
Речные опоры моста были запроектированы на фундаментах с симметрич-
ным размещением свай, что давало равномерное распределение усилий в сваях
от действия постоянных сил. Свайный фундамент каждой речной опоры предпо-
лагалось создать из 36 свай.
Речные опоры построены в виде свайных фундаментов (с плитой под грун-
том) из железобетонных центрифугированных оболочек наружным диаметром
60 см, заполненных неармированным бетоном. Сваи забиты с наклоном 4:1.
Плиту сооружали в деревянных перемычках с дном, в котором были оставлены
отверстия для пропуска свай. Понтон-перемычку отбуксировывали на плаву к
месту сооружения опоры, где и расчаливали на якорях. После его пригрузки,
393
Рис. 15.5. Схема действия сил, вызвавших смещение понтона опалубки плиты
свайного фундамента
затопления до проектной отметки и установки по осям производили забивку
свай объемлющим плавучим копром портального типа. Работы по сооружению
ростверка вели обычным способом. Подошва плиты находилась на глубине 3,8 м
ниже меженного уровня воды.
Строительство опоры № 3 осложнилось большим смещением понтона-рост-
верка в плане, которое было обнаружено строителями только после забивки зна-
чительного количества свай, которыми понтон-ростверк был уже закреплен в
резко смещенном положении.
Причинами смещения понтона-ростверка опоры № 3 явились отсутствие
вертикальных фиксирующих свай (свайная часть фундамента состоит только из
наклонных свай) и большая подвижность понтона-ростверка, закрепленного
только на расчалочных якорях. Работы велись в летнее время. Смещение пон-
тона произошло при установке первой же наклонной сваи (рис. 15.5). Ее экс-
центричное положение по отношению к продольной оси понтона обусловило
возникновение горизонтальной составляющей и момента, под действием которых
понтон сместился вверх по течению на 0,96 м с разворотом ледорезной стороны
к левому берегу на 3°, что сместило ледорезную грань ростверка на 0,95 м от
проектной оси (рис. 15.6).
При проектировании фундаментов с плитой над грунтом, сооружаемых в
руслах рек, по любой расчетной схеме в состав свайного фундамента необходимо
включать, как правило, не менее четырех вертикальных установочных свай с
целью закрепления понтона-ростверка в проектном положении в плане. От этого
обязательного требования можно отказываться только в случаях ведения свай-
ных работ в зимнее время, когда понтон-ростверк после установки по осям вмо-
раживается в лед.
Смещение фундамента по отношению к телу опоры привело к резкому пере-
распределению усилий в сваях. Дальнейшее строительство опоры осложнилось
частыми изломами забиваемых свай, что повлекло смещение оболочек с проект-
ных мест. Кроме того, для усиления свайного фундамента после выявившегося
смещения в плане число свай в кормовой части опоры было увеличено. Из-за
недостаточной прочности железобетонных центрифугированных стволов-оболочек
нельзя было добить сваи до требуемого отказа, нижние концы свай остались в
размягченном слое суглинков и глин, подстилаемом суглинками и глинами твер-
дой консистенции.
Статические испытания свай практически возможно было проводить только
после устройства плиты ростверка и пропуска испытуемых свай в защитных
кожухах через бетон. Свайная часть фундамента, состоящая из куста наклонных
свай различного направления, при незначительной величине бокового трения
ввиду небольшой глубины погружения свай в грунт, имеющий в значительной
394
А-А
15,00
Ip, 8,00
6,950В В
V 5ЛЗРСУ
^3,90 УН В
л п т
vframi'ii
U?.ri Pi
и
imnuuftiii
Рис. 15.6. Фактическое положение свайного фундамента
-/WJ
Пылеватый су-
глинок с при-
месью иловаты* ча-
стиц. слабо у пл от-
----ъ~ненный i
~VVVVVv 1 У У и
Гравий с включением гальки
0,96
части текуче-пластичную консистенцию, не обеспечивала возможности устройст-
ва надежной анкерной системы и закреплялась только заделкой анкеров в бетон
плиты ростверка.
Расчеты показали, что несущая способность свайного фундамента опоры
№ 3 оценивалась при действии всех расчетных сил коэффициентом запаса менее
единицы и формально опора не была годна для эксплуатации. Однако ее усиление
требовало выполнения сложных и дорогих работ. Предварительно необходимо
было проверить применимость ряда требований действующих технических доку-
ментов, учесть особенности работы свайного фундамента в целом при наличии
абсолютно жесткой плиты, тщательно рассмотреть положение нижних концов
испытанных свай по отношению к остальным сваям фундамента в кровле глин
полутвердой и твердой консистенции и только тогда принимать окончательные
решения. Такие исследования были выполнены и включали: контрольное бурение
скважин у кормы и ледорезных сторон опоры с целью уточнения геологических
условий; дополнительные расчеты устойчивости фундамента опоры; статические
испытания маломасштабной конструкции опоры, сооруженной в грунтах, ими-
тирующих натурные; зондирование глин основания методом многократных после-
довательных статических испытаний ранее испытанных свай с целью уточнения
глубины распространения мягкопластичной части кровли коренной глинистой
толщи и установления несущей способности более глубоко забитых свай.
395
Рис. 15.7. Положение маломас-
штабной опоры после оконча-
ния ее испытания
Предварительный анализ данных о строительных свойствах грунтов основа-
ния и результатов статических испытаний свай, учет реальных действующи}, на
опору нагрузок и несколько большей глубины забивки свай позволили счит ать
конструкцию сооруженного фундамента работоспособной и продолжать работы
по бетонированию опоры и надвижке пролетного строения.
Рассмотрение фактического положения плана опоры (см. рис. 15.6) выявляет
весьма существенное различие в распределении расчетных моментов, действую-
щих на свайный фундамент.
Вследствие несовпадения центров тяжестей планов свай в плоскостях подош-
вы и острия равнодействующие моменты имеют разные знаки. Равнодействующий
момент в плоскости подошвы плиты ростверка направлен на кормовой речной
угол, а в плоскости подошвы свайного фундамента — на ледорезный речной угол
свайного фундамента.
Воздействие расчетного момента воспринимается грунтом теку-
че-пластичной консистенции, окружающие сваи, но вследствие
большой их компрессионной податливости от давления стволов
свай возможно ожидать в последующем несколько большие осадки
опоры с ледорезной стороны.
В целях экспериментальной проверки результатов приближен-
ных подсчетов и прогнозов характера осадок опор были изготовле-
ны и подвергнуты статическим испытаниям точные маломасштаб-
ные опоры. На стенде для испытания была приготовлена грунтовая
396
Таблица 15.1
Опора Средняя предельная несущая способность свай по данным статических испытаний Нагрузка
постоянная постоянная плюс времен- ная ледовая
Натуральных раз- меров В масштабе 7зо на- турального размера *0 II 1 о о « Н п ° 2100 ТС = = 21Р 21Р' = = 296 кгс 2250 тс = = 22,5Р 22,5Р' = = 316 кгс 263 ТС % « 2,7Р 2,7Р'^ ^40 кгс
толща, приближенно имитирующая натурное грунтовое окружение
этой опоры в русле реки.
Опоры изготовлялись в масштабе 1 :30. Выбор масштаба опре-
делялся размерами помещения, где возможно было производить ис-
следования в зимнее время.
Были изготовлены и испытаны две маломасштабные опоры. Од-
на полностью повторяла выполненную конструкцию опоры, а
другая — проектную схему (по отношению к осям моста) ро-
стверка и тела опоры при исполнительном положении свайного
фундамента.
Изготовление и испытание опоры второго типа преследовало
цель установить влияние эксцентриситета в установке опоры отно-
сительно плиты ростверка на характер и размер неравномерных
осадок свайного фундамента.
На рис. 15.7 показано положение маломасштабной опоры после
окончания ее испытания.
Для установления зависимостей между весами и нагрузками
речной и маломасштабной опоры за переходный измеритель была
принята средняя величина предельных несущих способностей на-
турных свай.
Поскольку известны вес речной опоры и расчетные нагрузки,
возможно приближенно оценить переходные коэффициенты, выра-
жающие зависимость между средней величиной предельных несу-
щих способностей одиночно испытанных свай и нагрузками, дейст-
вующими на свайный фундамент (табл. 15.1).
Исходя из приближенных данных о характере осадок маломас-
штабного фундамента при расчетной нагрузке возможно оценить
общий коэффициент запаса по опоре порядка 1,5—1,6 в случае дей-
ствия основного сочетания сил (постоянная и временная нагрузка)
и порядка 1,6—1,7 при действии постоянных сил.
Поведение маломасштабной опоры при расчетных нагрузках
дает полное основание оценивать ее работу, как вполне удовлетво-
рительную.
На основании выполненного комплекса исследований были вне-
сены следующие предложения, осуществленные при строительстве
описываемого моста:
397
1. Признано возможным не производить каких-либо дополни-
тельных работ по усилению смещенного в плане фундамента опо-
ры № 3.
2. Облегчен вес опоры № 3 за счет устройства подферменных
столбов в виде пустотелых железобетонных конструкций.
3. Неподвижная опорная часть перенесена с опоры № 3 на опо-
ру № 4.
Выводы. В целях предупреждения возможных неравномерных
осадок и перемещений свайных фундаментов в плане во время экс-
плуатации под действием сил и моментов, возникающих вследствие
неучета в проектах характера распределения свай в плоскости по-
дошвы свайного фундамента по сравнению с планом свай в плос-
кости подошвы плиты ростверка, необходимо при проектировании
свайных фундаментов и при исправлении отступлений от проекта
предусматривать, чтобы равнодействующая постоянных сил прохо-
дила возможно ближе к центру тяжести плана свай в плоскости
подошвы фундамента.
Одновременно необходимо стремиться, чтобы сваи в плоскости
подошвы свайного фундамента распределялись возможно более
равномерно, так как при внецентренной нагрузке фундамента не-
равномерность распределения вертикальных свай в плане в плос-
кости подошвы плиты (произведенная с целью передачи на все сваи
одинаковых по величине нагрузок) не обеспечит выравнивания
эпюры напряжений в грунте основания (ниже плоскости острия
свай), что связано при висячем свайном фундаменте также с нерав-
номерными его осадками.
С целью выравнивания эпюры этих напряжений в таких случаях
необходимо с наиболее загруженной стороны фундамента назначать
по расчету необходимое количество наклонных свай.
Следует отметить, что обычные колебания в отметках забивки
свай, оцениваемые в среднем ±0,5 м, практически не влияют (за
исключением свай-стоек) на смещение положения центра тяжести
плана свай в плоскости подошвы свайного фундамента.
Особо осторожно следует относиться к случаям, когда, из-за из-
ломов свай по каким-либо другим причинам приходится прибегать
к забивке свай не в проектных местах.
Иногда даже следует прибегать к забивке дополнительных свай
в грунт.
В случаях когда постоянные внешние силы дают не учтенный
проектом момент по отношению к центру тяжести плана свай в
плоскости подошны фундамента с висячими сваями, он может по-
лучить за годы эксплуатации наклон в сторону действия этого мо-
мента.
Нежелательные последствия от подобного рода нарушений про-
являются тем в большей степени, чем меньше свай в фундаменте и
чем больше они загружены.
Ниже приводятся краткие описания отдельных случаев подоб-
ного рода дефектов производства работ, допущенных при строитель-
стве автодорожных и железнодорожных путепроводов.
398
Рис. 15.8. Фактическое
положение
фундамента № 1
Рис. 15.9. Фактическое
положение
фундамента № 2
О180ТС
Рис. 15.10. Факти-
ческое положение
фундамента № 3
Путепровод № 1. Грунты в пределах строительной площадки представлены
4,7-метровым пластом мягкопластичного суглинка, покоящегося на толще крупно-
го песка (рис. 15.8).
Свайный фундамент состоит из шести железобетонных свай с поперечным
сечением стволов 30X30 см. Все сваи по проекту необходимо забить в грунт
на глубину 6 м, с заходом нижних концов свай на 1,3 м в крупный песок.
По недосмотру две сваи правого крайнего ряда были забиты меньшей длины
и в связи с этим в среднем на 1,3 м оказались недобиты как до проектной
отметки, так и до проектного отказа. Практически нижние концы обеих свай
были остановлены около кровли крупных песков, что и определило их низкую
предельную несущую способность по грунту (около 20 тс).
Остальные же четыре сваи были вбиты в кровлю крупных песков. Предельная
несущая способность каждой из этих свай составляет около 60 тс.
Общая расчетная нагрузка на фундамент 170 тс, приложена она в центре
тяжести симметричного фундамента. При проверке по сечению А—А (см.
рис. 15.8) расчетная нагрузка на голову каждой сваи составляет по 30 тс.
Но из-за указанных причин работа свайного фундамента по грунту ослож-
няется.
Для приближенного перерасчета исполнительного положения свайного фун-
дамента заменим сваи правого крайнего ряда свай реактивными силами по
20 тс, действующими по направлениям продольных осей этих свай. При этом
план свайного фундамента будет представлен только четырьмя сваями, центр
тяжести которого на 0,5 м смещен влево. В итоге свайный фундамент в своем
исполнительном положении подвергся дополнительному воздействию момента
сил, равного 30 тс-м, что привело к перераспределению усилий в сваях. В первом
ряду в каждой свае действует усилие по 20 тс, а во втором — по 50 тс. Соот-
ветственно величинам действующих усилий в сваях накапливаются и их осадки.
Второй ряд свай стал накапливать большие осадки, чем первый свайный ряд, а
плита ростверка с соответствующим креном смещаться в правую сторону.
Смещение и крен плиты ростверка повлекли за собой и наклон опорной ко-
лонны путепровода. Выправление положения колонны было произведено без
399
снятия пролетных строений и без перерыва движения, но потребовало затраты
значительных средств.
Путепровод № 2. Грунты в пределах строительной площадки представлены
6,3-метровым пластом мягкопластпчного суглинка, покоящегося на скале. .В со-
став каждого фундамента по проекту необходимо было забить по четыре желе-
зобетонные сваи с поперечным сечением стволов 30X30 см до скалы (рис. 15.9).
По недосмотру две крайние сваи не были добиты до скалы примерно на
25—35 см и остановлены в мягкопластичном суглинке, вследствие чего их пре-
дельная несущая способность составила только 30 тс, в то время как предельная
несущая способность каждой из соседних свай-стоек оценивается около 500 тс.
Расчетная нагрузка на фундамент 200 тс приложена симметрично в центре тяже-
сти плана свай, что определяет расчетную нагрузку на голову каждой сваи
в 50 тс.
Из-за указанных причин работа фундамента по грунту осложнилась.
Для приближенного перерасчета исполнительного положения свайного фун-
дамента заменим сваи правого крайнего ряда реактивными силами по 30 тс, дей-
ствующими по направлениям продольных осей этих свай. При этом свайный
фундамент будет представлен только двумя сваями левого крайнего ряда, опи-
рающимися на скалу. Ось этого ряда свай будет проходить практически п через
центр тяжести фактического положения свай.
В итоге свайный фундамент подвергся дополнительному воздействию момен-
та сил, равного 64 тс-м, что привело к изгибам свай, смещениям фундамента в
плане и соответственному наклону плиты ростверка, вызвав этим и наклон опор-
ной колонны путепровода.
Путепровод № 3. Свайный фундамент по проекту должен был состоять из
шести вертикальных железобетонных свай длиной по 10 м с поперечным сечением
стволов 30X30 см.
При забивке свай копер был установлен на наклонном основании, вследствие
чего стрела копра получила наклон 40: 1 (~1,5°). Все сваи были забиты под
этим же наклоном в одну сторону, а центрально и вертикально приложенная в
сечении А — А на фундамент расчетная нагрузка в 180 тс стала действовать в
плоскости подошвы свайного фундамента в сечении Б — Бе эксцентриситетом
0,25 м (рис. 15.10), что приближенно дала дополнительный момент порядка
45 тс-м. С годами фундамент стал наклоняться в сторону наклона свай, а сме-
щение плиты ростверка привело и к соответствующему наклону опорной колон-
ны путепровода.
ПРИЛОЖЕНИЯ
Приложение 1
Расчет однорядного фундамента из оболочек d—1,6 м
Мостовая опора состоит из двух пустотелых железобетонных оболочек диа-
метром d=l,6 м, объединенных ригелем (рис. 1). Расчетные вертикальные на-
грузки приводятся к осевой силе Pz=570 тс, приложенной в уровне подошвы
ригеля. На опору в уровне ее верха действует горизонтальная сила Нх от тор-
можения, расчетная величина которой равна 40 тс, а нормативная 35 тс. Оболоч-
ки имеют толщину стенок 6=0,16 м и изготовлены из бетона марки 400. Необ-
ходимые для расчета данные о грунтах, уровни и размеры приведены на рис. 1.
Требуется проверить несущую способность (по грунту) фундамента опоры,
вычислить расчетные величины внутренних усилий, действующих в поперечных
сечениях оболочек и в ее радиальных сечениях, а также вызванные нормативны-
ми нагрузками горизонтальное и угловое перемещения верха опоры.
Определяем расчетные величины продольной силы N, поперечной силы Н и
изгибающего момента М, действующих в верхнем сечении каждой из оболочек:
Рг=570тс
Нк= ¥OTC
40 40
-— = 20 тс; М = —— 2 = 40 тс-м.
2 2
I
и
Вычисляем величины, входящие в фор-
мулу (7.6), для определения несущей спо-
собности Р оболочки по грунту. Так как
общий размыв при расчетном паводке мень-
ше 3 м, входящие в эту формулу значения
7?н и I11 находим, принимая глубины рас-
положения подошвы оболочки и отдельных
слоев грунта от дна водотока (без учета
размыва).
Нормативное сопротивление Рп грунта
под подошвой оболочки вычисляем, поль-
зуясь формулой (7.9) и пренебрегая влия-
нием пригрузки водоупорного грунта осно-
вания слоем воды, расположенным над
дном водотока. По табл. 7.7 находим, что
нормативному углу внутреннего трения
Фп = 18° соответствуют значения коэффи-
циентов: Л = 0,43, В=2,72 и £>=5,31. Ис-
пользуя эти значения коэффициентов и
принимая объемный вес у=2,0 тс/м3 и для
несущего пласта глины и для расположен-
ной над его кровлей грунтовой массы, по
формуле (7.9) получаем 7?н=0,43-1,6-2+
+2,72 (20+2,0 +1,0) • 2,0+5,31 • 5,0 = 153 тс/м2.
Приняв расчетную поверхность грунта
на отметке местного размыва и разбив ни-
жерасположенную толщу грунта на слои
толщинами по 2 м (см. рис. 1), с помощью
табл. 7.2 и 7.3 вычисляем для каждого из
этих слоев нормативное сопротивление грун-
та по боковой поверхности оболочки:
7777777777777777777.
2
J
4
7
8
10
Песок
мелкий
Супесь
в-о,ч
Мн а В-0,"5
#"=18° О5тс/м2
А-А
£
6
Рис. 1. к расчету однорядного
фундамента из оболочек d=l,6 м:
1—10 — номера слоев грунта
14—2940
401
1-й слой mffn = 1,0-3,8 = 3,8 тс/м2;
2-й < mff*= 1,0-4,2 = 4,2 тс/м2;
3-й « mffn = 1,0-4,4 = 4,4 тс/м2;
4-й « niff* = 1,0-4,6 = 4,6 тс/м2;
5-й « mffn = 0,9-3,6 = 3,2 тс/м2;
6-й < mz/H=0,9e3,7 = 3,3 тс/м2;
7-й « mff* •= 0,9-3,9 = 3,5 тс/м2;
8-й « mff* = 0,9-4,0 = 3,6 тс/м2;
9-й « ту/н = 0,9-4,1 = 3,7 тс/м2;
10-й « mffn = 0,6-5,8 = 3,5 тс/м2.
По формуле (7.6) получаем
Г 1,62
Р = 0,7 153-3,14. —^— + 3,14-1,6 (3,8 + 4,2 + 4,4 + 4,6 + 3,2 +
+ 3,3 + 3,5 + 3,6 + 3,7 + 3,5)-2,о| = 480 тс.
Несущую способность фундамента опоры проверяем по формуле (8.16), для
чего предварительно подсчитываем расчетный вес G оболочки с водой в ее внут-
ренней полости. Приняв объемный вес железобетона равным 2,5 тс/м3 и коэффи-
циент перегрузки 1,1, получаем
Г 3,14-1,62 3,14
6 = 1,1-2,5 (5,0+1,0) 4 +20,0 -у- (1,62 — 1,282)
3,14-1,282
+ (20,0— 1,0)——----------1,0 = 97 тс.
Проверяем выполнение условия (8.16). Приняв /И| = 0,8 и /и2=1,0 (фундамент
состоит из двух оболочек), получаем N + 6=285+97=382 TC<mim2P=0,8-1,0Х
X 480=383 тс.
Приходим к выводу, что несущая способность фундамента (по грунту) обес-
печена.
В целях упрощения и весь дальнейший расчет, включая определение горизон-
тального и углового перемещений верха опоры, производим на действие расчет-
ных нагрузок. Горизонтальное и угловое перемещения верха опоры от норматив-
ных нагрузок получим умножением установленных расчетом соответствующих ве-
личин на отношение нормативного и расчетного значений горизонтальной силы
35
HXi равное -^- = 0,875.
Момент инерции поперечного сечения оболочки
3,14(1,64— 1,284)
I = — - - -—1--------— = 0,191 м4
64
В соответствии с пп. 1.25 и 3.21 СН 365-67 расчетный модуль упругости бетона
оболочек принимаем £=0,8-3,5-106=2,8-106 тс/м2.
Жесткость при изгибе поперечного сечения оболочки £/=2,8-106-0,191 =
= 5,32-105 тс-м2.
Поверхность грунта принимаем на отметке местного размыва (см. стр. 178).
402
По формуле (8.7) определяем толщину hK верхнего слоя грунта, характери-
стику которого следует принять в расчете заделки оболочек в грунте: hK =2(1,6+
+ 1)=5,2 м.
Так как Лк = 5,2 м меньше толщины слоя мелкого песка, равной 8 м (см.
рис. 1), то в расчет следует ввести характеристику последнего. В соответствии с
табл. 8.1 и указанием на стр. 179 принимаем Л=500 тс/м4.
По формуле (8.12) находим расчетную ширину оболочки Ьр = 1,0-0,9(1,6+
+ 1,0) =2,34 м.
105Я6р 105.500-2,34
Определяем значение---------------------= 220 м“5.
EI 5,32-105
105/Гбр
Из табл. 8.3 следует, что значению ——— = 220 м—5 соответствует ас =
= 0,294 м-1.
По формуле (8.17) определяем приведенную (безразмерную) глубину зало-
жения оболочки в грунте h=0,294 -20 = 5,88.
Вычисляем величины, входящие в формулы (8.27), для определения пере-
мещений:
асЕ7 = 0,294-5,32-105= 1,564-105 Тс-м;
а\Е1 = 0,2942-5,32.105 = 4,598-104 тс;
а®£/ = 0,2943 • 5,32 • 105 = 1,352 • 104 тс/м.
Считая Лл=0 (см. стр._|195) и используя данные последних трех столбов
табл. 8.5, соответствующие Л=4,0 (см. стр. 193), по формулам (8.27), получаем:
2,441
8™ = ТЖ^= 1,805’10“4м/тс:
1,621
ъмн = ЪНМ = 4 598.104 = 3,525.10 5 1/ТС;
8^=d^=1>120-10“5 (Tc-M)_1-
По формулам (8.26) подсчитываем поперечную силу Нх и изгибающий мо-
мент Л!|, возникающие в сечении оболочки, расположенном на уровне поверх-
ности грунта, и по формулам (8.25) — горизонтальное смещение yQ и угол пово-
рота фо этого сечения:
Н\ = 20 тс; Л41 = 40 + 20-6 = 160 тс-м;
у о = 20 • 1,805 • 10-4 + 160 - 3,525 -10-5 = 9,250 • 1 о-з м;
<р0 = 20- 3,525-10-5 + 160-1,120-10-5 = 2,497• 10~з рад.
По формулам (8.24) определяем горизонтальное смещение а и угол поворо-
та р подошвы ригеля (т. е. верхнего сечения оболочки):
6,02
а = 9,250-Ю-з + 2,497-10-3-6,0 + g р ’ (3-160 + 2-20-6,0) = 3,24-10—2 м;
' 0-5,32-105
6,0
р = 2,497-Ю-з + * _ -(2-160 + 20-6,0) = 5,0- 10~з рад.
2 • и, uZ IIP
Приняв ЛОп=2,Э м (высоте ригеля), ао = 0 и р0=0, а также используя отно-
шение 0,875 нормативного значения силы Нх к расчетному, по формулам (8.30)
находим горизонтальное смещение а' и угол поворота |У верха опоры при дейст-
вии на нее нормативных нагрузок:
14*
403
Таблица
ЛГг, ТС’М, (?)+(8)4- + (9)+(Ю) Т-Ч ОМ<М< — СЧОГНОООО О LO М<* Н? 00 СО оГ СО оооюоюсч — СЧ — — —
Q со о со to ^ч о — СО ю гн м< ООСОГнОООСОСЧСО О Гн Гн СЧ СЧ о" 00 LO оосоо — сосоосч ~ |с?7
« CJ о со V* о> ю гн О О О ГН — М< — - - - - - - - - -тНСО ООЭСООЭООООЮСО соююсчоооюсооо — г-Ч г-1 00 ГН -ОТ 1111
-390,5Ва со оюоо оооюсчоооооооо ООСЧтНОПьОСЧСОО СЧООСО—О^СЧОО г-н LQ М< 00 гн ю — СЧ00М<
425,ЗД3 СП ою —сооэоооооо 00000 - - -НО тНЮСОСО ООООООЮ — OCOOO I гн от ю —< ю со со 1 ‘ 1 477 1
со О оэ Ю 00 ОО 00 00 О О) Tf со со СО —< СО О ОЭ ОЭ 00 тН —< ОЭ Ю Ь* О’^О'^СООЭООООО ооо——ооюю 1 1 17
и ю осчоюоом<аэм< ООЮОСОННОН ООН- ОНОО^- оооэоосчоосоооо *ь«ч«*«ч**«ч»*«*«* — оооо — мюн 1 47
о? О—ОО'^СООЭООН’СО осчоооооооооо ОЮОООГ — ООЭтНОО ООО^ООЮОЮН ОООО—00ЮО — 1 1 1 1 1 г 17
со О 00 ОООЦОЬ’ООСЧЮСЧОО ООСОООЮ — оом< осчсоюосч^ — — ОО—ЮСЧСОЮОСО оооо —счоооо — 1 1 1 1 1 1 1 1
I* сч юоюосооюо о О~— — СЧСЧ 00 00
Z, м т-Ч ООООСЧОСО О —OOUOCOOOO—00 I—< I-H г-н
.-FS н “ + м+го ОООООООООСЧОООМ* ОСООМ<СОООСО(00 (N — О1 СЧО1 — I 1 1 1 1 1 1
20D4 О 1-4 ООООО—^’cfLOOO О СП О М4"— СО О СО (М СЧ — — — |Ю00Ь«СО 1 'ТП
0 о> онсоюо __ ОООООСОтЬООО— 00 OOICOCN- 1 I ою Ю — М< 00 1 1 1 17777
of СО 7 со О 00 00 Ob-OI — O — CO'tf — OxFOOOOCOOCOO — 00 (М о о t> t> — СЧЮЬ-Ь-
125,1Д4 <- о 0(OM<C4C40M<M<M< olqoToo — тНСОМ^СО — со 00 00 О 00 ю I I —СЧ OOCN — — 1 1 1 1 1 1 ~
Q со О О t^LQLQ 0 оэ со ь* со — осоо ООЭСОтНЮСЧСЧСЧтН ООЭОЭЬ’ОООЮОО — — оооосчсооооо 11177
О со ООО 0)00 04^00 о^^осоюосч — оосчоосою^оэ — оо — со о оо оо со со оооо— ю оооо ю 111111177
oq ОНО- 00 ГН ООО о — оосоооо^огн ОтНОО — H^COOOLC 0000—Ю—b’b’OO О 0" 0" — of LQ СО СО О 1 1 1 1 1 1 1 1
со оосонсчооо- оо о ю со X И О. оо осчоо^оосогн^ О— Tt< — оо ^оосч о о"о"— — СЧ — — оэ 1 1 1 1 1 1
lN сч юоюосооюо ОО — —оГсЧООООтН
Z, м т-Ч Гн — оо оо сч о со о — об юсоооо — оо
404
Рис. 2. Эпюры Mz, Qz И Qz
а' =0,875 (3,24-10-2+ 5,0.Ю-з.2,0) = 3,7.10-2 м = 3,7 см;
0' =5,0-10—3 рад.
Пользуясь формулами (8.31), (8.32) и (8.33), получаем следующие выраже-
ния для определения изгибающих моментов Mz и поперечных сил Qz в попереч-
ных сечениях оболочки, а также давлений az на грунт по контакту с ее боковой
поверхностью, действующих на разных глубинах z от поверхности грунта:
Mz = 4,598 • 104.9,250 • 10—з. Л3 — 1,564 -105 - 2,497 - Ю-ЗВ3 4-
20
160С3 + Q 294 = 425,ЗЛ3 — 390,5В3 4“ 160С3 4" 68,ОЗ£)3;
Qz = 1,352 -104.9,250 • 10-зЛ4 — 4,598.104-2,497.1О~ЗВ4 4-0,294- 160С4 4-
4- 20£>4 = 125,1Л4— 114,8В4 4- 47,04С4 4- 20£>4;
500 -/ _ 2,497-Ю-з „ 160
а, =-----z 19,250-10“3j4i —-------------Bi 4-----------Ci 4-
0,294 \ 0,294 4,598-104
4- 1 Q.O 1П4 А = z (15>73А - 14>45В1 4- 5,919С*! + 2,516D0.
i,uOz-lu^ /
Дальнейшие вычисления по определению величин Л4г, Qz и az отражены
соответственно в табл. 1, 2 и 3. По результатам этих вычислений на рис. 2 по-
строены эпюры этих величин.
Из эпюры Mz следует, что наибольший изгибающий момент от расчетных
нагрузок равен Л4Шах~210 тс-м. Величину этого момента используют в расчете
прочности ствола оболочки.
Из эпюры az видно, что наибольшее давление по передней части боковой по-
верхности оболочки (Jz'=5 тс/м2 возникает на глубине z'=2,6 м. Условие (8.21)
405
о
CD
2, М z Л, St Ci
1 2 3 4 5
0 0 1,0000 0,0000 0,0000
1,7 0,5 0,9999 0,5000 0,1250
3,4 1,0 0,9917 0,9972 0,4949
5,1 1,5 0,9368 1,4684 1,1148
6,8 2,0 0,7350 1,8229 1,9240
8,8 2,6 0,0331 1,7547 2,9067
10,2 3,0 —0,9281 1,0368 3,225
11,9 3,5 —2,928 —1,272 2,4630
13,6 4,0 —5,853 —5,941 —0,9268
Таблица 3
Dt 15,73Л! —14,45Bi 5,919Ci 2,516Di (7) + (8)+ + (9)+(10) <JZ, тс/м2
6 7 8 9 10 И 12
0,0000 15,73 0,0000 0,0000 0,0000 15,73 0
0,0208 15,73 —7,225 0,740 0,052 9,29 4,65
0,1666 15,60 —14,41 2,956 0,419 4,57 4,57
0,5600 14,74 —21,22 6,599 1,41 1,53 2,30
1,3080 11,56 —26,34 11,39 3,29 —0,10 —0,20
2,7236 0,526 —25,36 17,20 6,85 —0,78 —2,03
3,858 —14,60 —14,98 19,09 9,71 —0,78 —2,34
4,980 —46,06 18,38 14,58 12,53 —0,57 —2,00
4,548 —92,07 85,85 —5,486 11,44 —0,17 —0,68
надежности заделки оболочки в грунте удовлетворяется. Действительно, под-
ставляя в неравенство (8.21) значения коэффициентов T)i=',12=l, расчетные зна-
чения угла внутреннего трения ф=0,9-32о=29° и сцепления с=0, а также величи-
ну объемного веса грунта с учетом взвешивания в воде у = 1,0 тс/м3, имеем
4
а.=5,о < 1,0-1,0-------— -l,0-2,6.tg29o = 6,6 тс/м2.
z cos 29° 6
Определяем изгибающие моменты и продольные силы в радиальных сечениях
I, II и /// (см. рис. 8.13), отнесенные к участкам сечений с высотой 1=1 м, выде-
ленным на глубине z=z'=2,6 м, на которой интенсивность бокового давления
az=zaZ' = 5 тс/м2является наибольшей.
Вычисляем средний радиус 7?Ср поперечного сечения оболочки и интенсив-
ность qz погонного давления оболочки на грунт:
1,60+ 1,28
/?ср =-----------= 0,72 м; qz = <szb^ = 5,0-2,34 = 11,7 тс/м.
По формуле (8.95) определяем значение безразмерного параметра
, 2,8-106.1,6 /0,16\з _
Фо =------------------• I---1 = 23.
Y0 500-2,6-0,72-2,34 \0,72/
Из графиков (см. рис. 8.14) следует, что параметру фо=23 соответствуют
значения безразмерных коэффициентов:
Ji = 0,044; /2 =0,045; у3 = 0,050;
z*i = 0,47; z’2 = 0,17; z3 = 0,26.
Приняв ко=О,75, по формулам (8.94), определяем изгибающие моменты и
продольные силы в радиальных сечениях оболочки:
а) в радиальном сечении I (см. рис. 8.13):
Л41 = 0,75-0,044-11,7-0,72 = 0,28 тс-м/м;
= 0,75-0,47.11,7 = 4,1 тс/м;
б) в радиальном сечении //:
М2 =--= 0,75-0,045-11,7-0,72 = 0,2$ тс-м/м;
W2 = —0,75-0,17-11,7= —1,5 тс/м;
в) в радиальном сечении III:
Л43 = —0,75-0,050-11,7-0,72= —0,32 тс-м/м;
ЛГ3 = 0,75-0,26-11,7 = 2,3 тс/м.
На эти значения внутренних усилий должен быть произведен расчет прочно-
сти радиальных сечений оболочки и при необходимости увеличено сечение ее
кольцевой арматуры.
Так как h=5,88, то согласно изложенному на стр. 197 и 198, можно опреде-
лить величину наибольшего изгибающего момента в поперечном сечении оболоч-
ки и проверить надежность ее заделки в грунте, не строя эпюр Mz и az.
Величину Мтах наибольшего изгибающего момента в поперечном сечении
-оболочки определяем по приближенной формуле _(8.34), предварительно устано-
вив с помощью табл. 8.8, что ас =0,294 м-1 и Л=5,88 соответствует значение
коэффициента к2=0,75.
/ 0,75 \
Мщах = мя = 40 + 20/б + Q 294 ) = 211 тс,м-
407
Величина, полученная по приближенной формуле, практически совпала с
той, которая установлена как наибольшая ордината эпюры Mz.
Для проверки неравенства (8.36) по формуле (8.37) находим глубину
Приняв £=0,7, по формуле (8.38), вычисляем
2 (6-160+ 5-20-8,4) „ „
%/3 — 3-2,34-8,42 0> — >1
тс/м2.
Неравенство (8.36) удовлетворяется. Действительно,
4
аА/з = 5»1 тс/м2 < 1,0-1,0------—- 1,0-2,8 tg29° = 7,1 тс/м2.
' cos 29
Обращаем внимание на то, что мы пришли к тому же выводу, который уже
имели, проверяя основное условие (8.21) надежности заделки оболочек в грунте.
Приложение 2
Расчет фундамента с заглубленной в грунт плитой
и вертикальными сваями 35 х 35 см
Для свайного фундамента
Рис. Схема фундамента с
плитой, расположенной в
грунте, и вертикальными
сваями:
1—7 — номера слоев грунта
опоры железнодорожного путепровода определить
расчетные внутренние усилия в верхних сечениях
наиболее и наименее нагруженных свай, проверить
несущую способность фундамента по грунту, ис-
пользуя условие (8.16), а также горизонтальное
смещение верха опоры (по п. 55 СН 200-62).
Схема фундамента (с необходимыми для
расчета размерами и грунтовыми условиями) по-
казана на рисунке. Сваи железобетонные, сечени-
ем 35X35 см, марка бетона свай — 300. Они по-
гружаются с подмывом; на последнем метре по-
гружения производится добивка свай при отклю-
ченном подмыве.
Расчетные внешние нагрузки, приведенные к
точке О, расположенной в уровне подошвы пли-
ты фундамента на пересечении двух вертикаль-
ных плоскостей его симметрии, состоят из верти-
кальной силы Pz = 1200 тс; горизонтальной тор-
мозной силы Нх = 75 тс п момента Л4о = 820 тс-м.
Нормативные значения силы Нх и момента М9
составляют 80% от расчетных.
Верх опоры расположен от уровня подошвы
плиты фундамента на расстоянии 11 м. На опору
опираются пролетные строения пролетом 33 м.
Надфундаментная часть опоры массивная.
Определяем величины, входящие в формулу^
(7.2), для вычисления несущей способности Р оди-
ночной сваи. Из табл. 7.1 следует, что при глуби-
не забивки сваи 2,2+12,0=14,2 м нормативное со-
противление крупного песка /?н=750 тс/м2.
Разбив толщу грунта (по длине сваи) на
семь слоев так, чтобы их толщины не превышали
2 м, а границы совпадали с естественными грани-
цами толщ равных грунтов (см. рисунок), по
табл. 7.2 определяем для каждого из этих слоев
нормативное сопротивление fn грунта по боковой
поверхности сваи, соответствующее ее погруже-
нию без подмыва:
408
1-слой/н = 0,8 тс/м1 2; 2-й—/н = 1,0 тс/м2; 3-й—/»= 1,1 тс/м2; 4-й—/н =
= 4,4 тс/м2;5-й/п =4,6 тс/м2; 6-й/н = 4,8 тс/м2; 7-й— /н = 7,0 тс/м2.
Учитывая коэффициентом тп = 0,9 (см. табл. 7.3) влияние подмыва на нор-
мативные сопротивления грунта по боковой поверхности сваи, по формуле (11.2)
получаем
Р = 0,7 { 750.0,352 + 4-0,35.0,9 [2,0 (0,8 + 1,0 + 4,44-4,6 + 4,8) +
+ 1,0 (1,1+7,0)]} = 100 тс.
Приняв в соответствии с пп. 1.25 и 3.21 СН 365-67 расчетный модуль упруго-
сти бетона £=0,8-3,15-106=2,52-106 тс/м2, определяем жесткости поперечного се-
чения сваи при сжатии и изгибе: £F=2,52-106-0,352=3,09-105 тс; £/=2,52-106Х
0,354
X —— =3,15-103 тс-м2.
По формулам (8.42) и (8.40) находим длину In сжатия сваи и характеристи-
ку последней рь 7-3,09.105 л „ '~-“+ №.100 “2Ь6"; 3,09-105 Р1 — 01 Р — 1,43-104 тс/м. Z1, о
ка формулы (8.13) следует, что расчетная ширина сваи Ьр = 1,0(1,5-0,35+
+0,5) =1,03 м.
Так как йь=2(0,35+1) =2,7 м<5 м [см. формулу (8.7)], коэффициент про-
порциональности К, характеризующий сопротивление грунта горизонтальным пе-
ремещениям сваи, определяем для слоя мягкопластичного суглинка с В=0,6.
Согласно данным табл. 8.1 имеем
500 — 250
К = 250 + -Q- 75__q — (0,75 — 0,6) = 400 т/м4.
Учитывая возможные нарушения (при производстве работ) свойств грунта,
окружающего плиту, для него принимаем коэффициент пропорциональности
Кб=200 тс/м4, т. е. наименьшее табличное значение, соответствующее мягкопла-
стичному суглинку.
Из табл. 8.4 следует, что значению величины
105Я6р 105.400-1,03
—«------ = ——----------= 13100 м-б
EI 3,15-103
соответствует ас=0,666 м-1.
По формуле (8.17)-Подсчитываем приведенную (безразмерную) глубину за-
ложения сваи в грунте /г=0,666-12=8,0.
Для определения характеристик р2, рз и р4 подсчитываем [по формулам
(8.44) и (8.27) перемещения бь 62 и 63 сваи (со свободным верхним концом) в
уровне подошвы плиты фундамента!. Приняв 10 = 0 и Kh = 0 и используя
табличные значения отношений ЛО1/Соь ЛО2/Со1 и С02/С01 (см. табл. 8.5), получаем:
81 = *2,44 = 2,62-Ю-з м/тс;
п 0,6663-3,15-103
1 При приближенных расчетах характеристики р2, Рз и р4 определяют по фор-
мулам (8.45) и (8.46), без предварительного вычисления перемещений 61, б2 и 63.
409
&2 = = п —~—- 1,75 = 0,835-10 3 1/тс-м;
Z Л17И 0,666-3,15-Ю3
В3 = Ъмн = „ .____J 1,62 = 1,16-10-3 1/тс.
0,6662-3,15-103
Из формул (8.43) следует:
________________0,835-Ю-з_____________
Р2 — 2,62-10-3-0,835-10-3 — (1,16- ю-з)2
0,835-Ю-з
0,840-10-6
0,995-103 тс/м;
_ 1,16-Ю-з
Рз “ 0,840-10-6
= 1,38-103 тс;
2,62-Ю-з
Р4“ 0,840-10-6
— 3,12*103 тс-м.
По формулам (8.52) находим коэффициенты канонических уравнений, вхо-
дящие в выражения (8.48) и (8.49), для определения перемещений! плиты фун-
дамента:
200-2,22
гаа = 20-0,995-103 + 5J------2— = 2,266-104 тс/м;
200-2 23
-20-1,38-103 + 5,7-----— = -2,558-104 тс;
гсс = 20-1,43-104 = 2,86-105 тс/м;
200- 2,24
Грр = 1,43-104-5-2 (0,5252 + 1,5752) + 20-3,12-103 + 5,7-=
=^85, • 105 тс-м.
По формулам (8.49) и (8.48) находим соответствующие расчетным нагрузкам
горизонтальное а и вертикальное с смещения точки О подошвы плиты ростверка
(см. рисунок) и угол Р ее поворота вокруг этой точки:
____________________1________________________1
Л‘“ 2,266-104-4,58-105—( — 2,558-10-1)2 “ 0,973-10» ’
а = (4,58-105-75 + 2,558-104-820) --J " = 5,70- 10-3м;
v ’ 0,973-10»
8 = (2,266• 104-820 + 2,558• 104-75) - * - = 2,11-10-3 рад.
г 4 7 0,973-ЮЮ г
По формулам (8.54) вычисляем наибольшую 2УШах и наименьшую 2Vmin про-
дольные силы в сваях, а также поперечную силу Н и изгибающий момент Л4,
передающиеся от плиты фундамента на голову каждой сваи:
^тах = 1,43-104(4,20-10“3+ 1,575-2,11-10-3)= 14,3(4,20 + 3,32)= 107 тс;
Wmin= 14,3(4,20 —3,32)= 13 тс;
/7 = 0,995.103.5,70.10-3— 1,38-103-2,1110-3 = 2,76 тс;
410
М = 3,12.103.2,11.10-3— 1,38.103.5,70.10-3 = —1,25 тс-м.
Так как растягивающие усилия в сваях не возникают (JVmin>0), при провер-
ке несущей способности фундамента удостоверяемся в выполнении только перво-
го из условий (8.16). При числе свай в фундаменте с плитой, заглубленной в
грунт, /г=20 коэффициент /721 = 1,0; при четырех рядах вертикальных свай (при
четырех групповых сваях на плоской схеме) и отношении -"-m-tn- = — = 0,12
Л^шах Ю7
коэффициент /772= 1,10. Используя эти значения коэффициентов и приняв 6=0,
имеем AZmax = Ю7< 1,0• 1,1 • 100=110 тс.
Используя формулу (8.30) и учитывая при помощи коэффициента, равно-
го 0,8, соотношение между нормативными и расчетными значениями горизонталь-
ной силы Нх и момента Л40, находим горизонтальное смещение верха опоры от
нормативных нагрузок a'=0,8(5,70-i!0-3 4-2,11 • 10-3-11,0) =2,30-10-2 м=2,30 см.
Так как тело опоры представляет собой массивную конструкцию, при опре-
делении а' принято горизонтальное смещение верха опоры за счет деформации ее
надфундаментной части ао=0.
Проверка горизонтального смещения верха опоры, предусмотренная п. 55
СН 200-62, удовлетворяется. Действительно, а'=2,30 см<0,5 ]//=0,5 У33=2,87 см.
Приложение 3
Расчет фундамента с наклонными оболочками d=l,6 м
. /I
_=—j,4
1 2 3 z
5 6 7
А-А
Расчетная
поверхность
Для опоры, схема которой изображена на рисунке, требуется проверить не-
сущую способность фундамента (по грунту), надежность заделки оболочек в
грунте, а также определить величину наибольшего изгибающего момента в попе-
речном сечении оболочки и горизонтальное смещение верха опоры.
Расчетные внешние нагрузки, приведенные к точке О, расположенной в уров-
не низа плиты фундамента на пересечении двух плоскостей симметрии фундамен-
та, состоят из вертикальной силы Pz = 5000 тс,
горизонтальной силы Ях- = 500 тс и момента
Л4о=3000 тс-м. Сила Нх и момент Мо вызва-
ны временными нагрузками, и их нормативные
значения практически совпадают с расчет-
ными.
Оболочки, имеющие наружный диаметр
d=l,6 м и толщину стенки 6 = 12 см, заполня-
ются бетоном. Марка бетона оболочек 400, а
заполнения — 200. Оси наклонных оболочек
образуют с вертикалью угол, тангенс которо-
го равен Vs-
Оболочки прорезают толщу пластичной су-
песи (В=0, фн=28° и .сн=0,7 тс/м2) и опира-
ются на плотный мелкозернистый песок со
структурными связями. Несущая способность
одиночной оболочки (по грунту) Р=870 тс.
Определяем коэффициент к, учитывающий
взаимное влияние оболочек на их работу в
грунте при действии горизонтальных и момент-
ных нагрузок. Для этого устанавливаем наи-
меньшее расстояние (в свету на уровне по-
верхности грунта) между оболочками, распо-
ложенными в одной вертикальной плоскости,
параллельной плоскости действия нагрузок:
х
Рис. 4. Схема фундамента с на-
клонными оболочками
Лр = 2,5 + 2—- — 1,6 = 7,3 м.
5
411
Так как в одной вертикальной плоскости расположены оси двух оболочек,
принимаем «1=0,6 и по формуле (8.14) получаем
(1 — 0,6).7,3
“=0-6+Л7йПИГ=1’16>1’°-
Принимаем «=1,0.
По формуле (8.12) вычисляем расчетную ширину оболочки Ьр = 1,0 -0,9 (1,64-
4-1) =2,34 м.
В соответствии с пп. 1.25 и 3.21 СН 365-67 расчетные модули упругости бе-
тона принимаем равными для оболочек — 0,8-3,5-106=2,8-106 тс/м2; для заполне-
ния — 0,8-2,65-106=2,12-106 тс/м2.
Вычисляем жесткости поперечного сечения заполненной бетоном оболочки
при изгибе и сжатии:
3,14 3,14-1,364
£7 = 2,8-106-^-(1,64— 1,364)+ 2,12-106 - ---= 0,787-106 тс-м2;
3,14 3,14-1,362
EF =2,8-106 (1,62— 1,362) + 2,12-106—----1---=4,63-106 тс.
4 4
Согласно табл. 8.1 для пластичной супеси при В = 0 принимаем ^=400 тс/м4.
Вычисляем величину
105Я6р 105.400-2,34
--------- =------------= 119,0 м-5
EI 0,787-106
и по табл. 8.4 находим, что этой величине соответствует коэффициент деформа-
ции оболочки в грунте ас=0,260 м-1.
По формуле (8.17) определяем приведенную глубину h заложения оболочки
в грунте h=0,260 -20=5,2.
Для плотного мелкого песка, расположенного под подошвами оболочек,
согласно табл. 8.1 и указанию на стр. 179 принимаем Ко= 1,3-600=780 тс/м4 и
по формулам (8.4) и (8.3) вычисляем значения характеристики С и коэффициен-
та постели С осн-
5-15 600
С = 780-20 = 15 600 тс/м3; Сосн =------~— = 48 800 тс/м3.
1,6
Так как действующие на фундамент внешние нагрузки расположены в плос-
кости его симметрии, расчет фундамента производим по плоской расчетной схеме.
Определяем площадь £Осн подошвы оболочки и затем по формуле (8.41)
расчетную длину сжатия оболочки
3,14.1,62 4,63-106
- -7— - 2.01 .>.<«-16 + 20 + 77777=8Э.0 «.
По формуле (8.40) находим величину характеристики pi оболочки
4,63-106
Р1 =—— = 0,558-105 тс/м.
п 83,0 '
В связи с тем, что приведенная глубина заложения оболочек Л=5,2>2,0,
величины характеристик р2, Рз и р4 оболочки можем определить по приближен-
ным формулам (8.45). Для этого предварительно по формуле (8.46) вычисляем
длину /м изгиба оболочки:
2 25
1М = 16 + —* = 24,6 м;
м 0,260
412
Таблица 1
№ группы оболочек / Количество к^ обо- лочек в группе ЛГр м *1 sin (pj COS
1 1 —3,75 —11°19' -0,196 0,980
о 2 —1,25 —11°19' —0,196 0,980
3 2 —3,75 0 0 1
4 2 0 0 0 1
5 2 3,75 0 0 1
6 2 1,25 11°19' 0,196 0,980
7 1 3,75 11°19' 0,196 0,980
12-0,787-106
₽2 =-----оГкз-----= °’635,103 тс/м;
24 «о6
Рз =
6-0,787-106
24,62
= 0,783-104 тс;
4-0,787-106
р4 =-------------= 1,280-10о тс-м.
В табл. 1 для каждой (i-й) группы оболочек даны значения координаты Xi
пересечения их осей с подошвой плиты фундамента и угла <рг- между осями обо-
лочек и вертикалью. В состав группы входят оболочки, оси которых проектиру-
ются на плоскость действия нагрузки в одну линию (см. рисунок). Указаны так-
же количество к* оболочек в группе и значения sin <pf и cos фг-.
Так как схема фундамента (см. рисунок) имеет ось симметрии, то горизон-
тальное а и вертикальное с смещения точки О подошвы плиты и угол 0 ее пово-
рота относительно этой точки можем определить по формулам (8.48) и (8.49).
Используя выражения (8.50), вычисляем величины, входящие в эти формулы,
для чего предварительно по формуле (8.51) находим значение ро*.
Ро= Р1 — р2 = 0',558-105 — 0,635-103 = 0,552-105 тс/м;
= 0,552-105.2(2+ 1)0,1962+ 12-0,635-103 = 20,32-103 тс/м;
rflp = 0,552.105-2 (2-1,25 + 1-3,75)0,196-0,980 — 0,783-104 {2 [2-1 +
+ (2 + 1)0,980] + 2-1} = 0,395-105 тс;
гсс = 0,552 -105 {2 [(2 + 1) 0,9802 + 2. Р] + 2 - Р} + 12-0,635 -103 =
= 6,58-105 тс/м;1
= 0,552-105-2 [(2-1,252 + 1-3,752)0,9802 + 2-3,752- Р] +
+ 0,635-103.2 [(2 + 1)3,752 + 2-1,252] + 2-0,783-104.2(2-1,25 + 1-3,75) х
X 0,196 + 12-1,28-105 = 65,6-105 тс-м.
Из формулы (8.49) следует
Л’ = 20,32.103.65,6-105— (0,395-105)2 = 13,16.1010 '
413
x s
££ s cd. 9-*
0.0 U e; 2 9-* c cry h" H СЛ + 8
.c w tn o СЛ ci + x
1 2 3 4 5 6 7 8
1 —3,75 —0,196 0,980 —4,70-10-3 -1,170-10-3 6,43-10-3 6,30-10-3
2 —1,25 —0,196 0,980 —4,70-10-3 —0,390-10-3 7,21-10-3 7,07-10-3
3 —3,75 0 1 0 —1,170-10-s 6,43-10-3 6,43-10-3
4 0 0 1 0 0 7,60-10-3 7,60-10-3
5 3,75 0 1 0 1,170-10-3 8,77-10-3 8,77-10-3
6 1,25 0,196 0,980 4,70-10-3 0,390-10-3 7,99-10-3 7,83-10-3
7 3,75 0,196 0,980 4,70-10-3 1,170-10-3 8,77-10-3 8,60-10-3
По формулам (8.48) получаем:
а = (65,6-105.500 — 0,395* 105.3000)------------=2,40-10-2 м = 2,4 см;
13,16.10Ю
р = (20,32.103.3000 — 0,395-105-500) "13 ~16 1010 =3,12-10-4 рад.
Горизонтальное смещение верха опоры находим по формуле (8.30), пренебре-
гая деформацией надфундаментной части опоры
а' =2,40.10-2 + 3,12-10-4.15 = 2,87-10-2 м = 2,9 см.
Продольные силы, поперечные силы и изгибающие моменты в верхних сече-
ниях оболочек определяем по формулам (8.53). Все вычисления отражены в
табл. 2.
Результаты вычислений контролируем, проверяя выполнение условий (8.55)
равновесия плиты фундамента:
S X = Нх — S Kt (Nt sin ?/ + Hi cos ?/) = Нх — 2 KtNi sin — 2 KiHi cos =*
= 500 — (1 - 89 + 2• 132) (— 0,196) — (2-700 + 1.742)0,196 — (1 -13,3 +
+ 2-13,4 + 2.11,5 + 1-11,4)0,980 —2-3-12,8-1 = 500 —501 ^0;
S Z = Pz — 3 Ki (H t cos sin <pz) = Pz — 2 к [Hi cos + 2 KiH[ sin =
t = 5000 — [89 + 2 (132 + 700) + 742]0,980 — 2 (359 + 424 + 490)1 +
+ (13,3 +2.13,4).( — 0,196) +(2-11,5+ 11,4)-0,196 = 5000 —4987^0;
414
Таблица 2
+ 3
3 S о 3 X \ —Г 1 ? 1 и + 6
• ««Л ах <х* Cl т ^7 ° ах °
+ &- сл о НХ. sin < т £ Т £ II LQ*
LO + i х d о а. Н ьГ Г 1)+ w
9 10 11 12 13 14 15 16 17
1,60*10-3 89 23,5-Ю-з —1,26*10-3 24,8*10-3 15,75 —194 13,3 —154
2,37*10-3 132 23,5-Ю-з —1,43*10-3 24,9*10-3 15,80 — 195 13,4 —155
6,43*10-3 359 24,0-Ю-з 0 24,0-Ю-з 15,25 —188 12,8 — 148
7,60*10-3 424 24,0-Ю-з 0 24,0*10-3 15,25 —188 12,8 —148
8,77*10-3 490 24,0-Ю-з 0 24,0*10-3 15,25 —188 12,8 —148
12,53*10-3 700 23,5-Ю-з 1,57*10-3 21,9*10-3 13,90 —171,5 11,5 —132
13,30*10-3 742 23,5-Ю-з 1,72*10-3 21,8*10-3 13,85 —170,5 11,4 —131
3 zn0 = Л40 — 2лг/[Л4/ + (Ni cos <р/ — Hi sin <pz) xt\ = Л40 — S —
— S*z (ЛГ/ cos ср/ — Hi sin yi) Xi = 3000 — (154) — 2 ( — 155 — 3 -148 — 132) —
— ( — 131) — [89*0,980 — 13,3 (—0,196)]( — 3,75) — 2 {[132*0,980 —
- 13,4 (— 0,196)]( — 1,25) + (700*0,980— 11,5*0,196)1,25} —
- (742*0,980— 11,4*0,196) 3,75 — 2 [359( - 3,75) + 490*3,75] =
= 3000 — 2996^0.
Приняв объемный вес железобетона у=2,5 тс/м3 и коэффициент перегрузки
п=1,1, вычисляем расчетный вес заполненной бетоном оболочки (с учетом взве-
шивания в воде):
G =2,01 (16+ 20)(1,1*2,5- 1,0)= 126 тс.
Приняв коэффициенты условий работы /И1 = 0,9 (так как число оболочек в
фундаменте п = 12) и /и2=1,10 (так как отношение т1п- = — =0,12 и число
Мпах *42
групп оболочек на плоской схеме фундамента пг = 7), убеждаемся, что первое из
условий (8.16) практически удовлетворяется (выполнение второго условия не
проверяем, так как Wmin=89 тс>0).
ДГтах + G = 742 + 126 = 868 тс тхт2Р = 0,9* 1,10*870 = 861 тс.
Приходим к выводу, что несущая способность фундамента (по грунту) обес-
печена.
Из табл. 2 следует, что соотношения между величинами Hi и Afi для всех
оболочек одинаковы. Это означает, что в наихудшем положении по условиям за-
делки в грунте и работы на изгиб должны быть оболочки второй группы, в верх-
нем сечении каждой из которых действуют наибольшие поперечная сила и изги-
бающий момент.
Так как Л=5,2>2,5 за условие надежности заделки оболочек в грунте может
быть принято выполнение неравенства (8.36). Приняв Я=13,4 тс и М= —155 тс*м
и используя формулы (8.26), (8.37) и (8.38), вычисляем величины, входящие в это
неравенство:
415
Hi = 13,4 тс; Af1 = -155 + 13,4-16 = 59 тс-м;
2,5
Zt0 = „„„ = 9,6 м;
0 0,260
°л0/з -
2(6-59 + 5-13,4-9,6)
3-2,34-9,62
0,7 = 2,2 тс/м2.
Условие надежности заделки оболочек в грунте выполняется. Действительно,
подставляя в неравенство (8.36) значения коэффициентов 'Hi=1l2=l,0, расчетные
значения угла внутреннего трения грунта ф=0,9-фн=0,9-28°=25° и сцепления
с=0,4сн=0,4-0,7=0,28 тс/м2, а также величину объемного веса грунта с учетом
взвешивания в воде у =1,0 тс/м3, имеем
4 /1,0’9,6 \ тс
оЛ/3 = 2,2 тс/м2 < bl------—- - tg25° + 0,281 = 7,9 ----.
Ло/3 cos 25° \ 3 5 м2
По табл. 8.8 устанавливаем, что значениям ас =0,260 и 7г=5,2 соответствует
коэффициент «2=0,75, и по формуле (8.34) определяем величину наибольшего
изгибающего момента, действующего на участке оболочки, расположенном в
грунте:
Л4Н = —155 + 13,4 16 +
0,75 \
0,260 /
= 98
тс-м.
Сравнивая полученную величину с величиной М, приходим к выводу, что
наибольший по абсолютному значению изгибающий момент действует в верхнем
сечении оболочки и равен 155 тс-м.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Абелев Ю. М., Абелев М. Ю. Основы проектирования и строительст-
ва на просадочных макропористых грунтах. М., Стройиздат, 1968. 432 с.
Аблогин Э. А. Применение обобщенной методики для расчета свайных
ростверков опор мостов в условиях вечной мерзлоты. — «Транспортное строитель-
ство», 1971, № 6, с. 39, 40.
Акопов В. И. Сварной стык железобетонных свай. — «Транспортное
строительство», 1968, № 3, с. 25, 26.
Алексеев В. В. Анализ применения оболочек диаметром 1,6 м в фунда-
ментах опор мостов. — «Транспортное строительство», 1966, № 2, с. 12—15.
Алексеев В. В., Тер-Микаэлян Ф. М., К у з у р м а н А. Н. Соору-
жение столбчатых фундаментов глубокого заложения при помощи установки
ЦНИИС. М., Оргтрансстрой Минтрансстроя, 1970. 24 с.
Алексеев В. В., К у з у р м а н А. П. Сооружение буровых свай диамет-
ром 1,5 м с применением обсадных труб. М., Оргтрансстрой Минтрансстроя,
1971. 16 с.
Андреевский П. В., Белый В. К., Эпштейн А. М. Цилиндриче-
ское шпунтовое ограждение. — «Транспортное строительство», 1968, № 12,
с. 12—15.
Б а л ю ч и к Э. А., Р у з о в А. М. Результаты обследования свайно-эста-
кадных мостов. — «Транспортное строительство», 1967, № 10, с. ДО, 11.
Баренбойм И. Ю., Карасик М. Е., Спитковский С. А. Соору-
жение буровых свай большой грузоподъемности. М., Оргтрансстрой Минтранс-
строя, 1973. 36 с.
Бартоломей А. А. Расчет осадок ленточных свайных фундаментов. М.,
Стройиздат, 1972. 128 с.
Бахолдин Б. В., Бородавченко С. И. Определение несущей спо-
собности свай по данным их добивки дизель-молотами. Сб. докладов и сообщений
по свайным фундаментам. М., Стройиздат, 1968, с. 50—53.
Бахолдин Б. В., Мамонов В. М. Совершенствование норм проекти-
рования буро-набивных свай. — «Основания, фундаменты и механика грунтов»,
1972, № 6, с. 21, 22.
Беда В. И., Ч и ж и к о в П. Г. Расчет столбчатых фундаментов по пре-
дельным деформациям. — «Транспортное строительство», 1972, № 8, с. 47, 48.
Богданов Н. М., Пышко Л. В., Ш панов Н. Е. Сооружение свай-
но-эстакадных мостов на вечномерзлых грунтах. — «Транспортное строительство»,
1974, № 2, с. 11, 12.
Варсанович С. А. Определение продольных усилий в сваях-оболочках
при вибропогружении. — «Транспортное строительство», 1965, № 12, с. 41, 42.
Белли Ю. Я. Устойчивость зданий и сооружений в Арктике. Л., Строй-
издат, 1973. 153 с.
Вишняков X. 3. Погружение металлического шпунта пакетами. —
«Транспортное строительство», 1971, № 10, с. 48.
В ы п о в И. Г., Ч е п к а с о в Ю. Г. Некоторые меры предотвращения вы-
пучивания опор мостов. — «Транспортное строительство», 1969, № 11, с. 12, 13.
В ы п о в И. Г., Ч е п к а с о в Ю. Г. Инвентарные кондукторы для забивки
вертикальных свай вибропогружателями. — «Транспортное строительство», 1971,
№ 1, с. 55.
Ганичев И. А. Устройство искусственных оснований с фундаментов. М.,
Стройиздат, 1973. 310 с.
Г а п е е в С. И. Дорожные водопропускные сооружения на многолетиемерз-
лых грунтах. М., «Транспорт», 1969. 112 с.
Г а п е е в С. И. Укрепление мерзлых грунтов охлаждением. М., Стройиздат,
1969. 103 с.
Глотов Н. М., Луга А. А. О проектировании устоев мостов. — «Транс-
портное строительство», 1967, № 6, с. 46—47.
417
Глотов Н. М., Луга А. А. Пути повышения экономической эффектив-
ности свайных фундаментов глубокого заложения. Сб. докладов и сообщений по
свайным фундаментам. М., Стройиздат, 1968, с. 419—423.
Глотов Н. М., Завриев К. С., Шпиро Г. С. Основания и фунда-
менты. М., «Транспорт», 1969. 216 с.
Глотов Н. М., ПереляевЮ. Н. Особенности строительства фунда-
ментов из буровых свай в Англии. — «Транспортное строительство», 1974, № 4,
с. 53, 54.
Головачев А. С. О зависимости между несущей способностью свай и
оболочек п режимами их вибропогруженпя. В кн.: Исследования вибрационного
и виброударного погружения свай. М., «Транспорт», 1968, с. 153—157. (Труды
Всесоюз. науч.-псслед. ин-та трансп. стр-ва. Вып. 71).
Гордеев М. Н., Дмитриев Н. В., Пестов Г. Т. Опыт устройства
буро-набивных свай на строительстве Камского автомобильного завода. — «Осно-
вания, фундаменты и механика грунтов», 1972, № 6, с. 11—13.
Григорьян А. А. Свайные фундаменты в просадочных грунтах. Сб. до-
кладов и сообщений по свайным фундаментам. М., Стройиздат, 1968, с. 252—257.
Гугуцидзе Г. Н. О внедрении свайно-эстакадных мостов в условиях
Забайкалья и Дальнего Востока. — «Транспортное строительство», 1967, № 9,
с. 14—16.
Гугуцидзе Г. Н., Протодьяконов Г. П. Строительство опор моста
в сложных мерзлотно-грунтовых условиях. — «Транспортное строительство», 1969,
№ 5, с. 10, 11.
Гугуцидзе Г. Н., Яшин В. В. О строительстве свайно-эстакадных
мостов в условиях глубокого сезонного промерзания. — «Транспортное строитель-
ство», 1969, № 10, с. 44—46.
Гугуцидзе Г. Н. Строительство опор малых и средних мостов в условиях
сурового климата. — «Транспортное строительство», 1973, № 5, с. 11—13.
Гугуцидзе Г. Н. Сооружение свайных фундаментов в сложных грунто-
вых условиях. — «Транспортное строительство», 1973, № 7, с. 11, 12.
Гугуцидзе Г. Н. Сооружение свайно-эстакадного моста в пучпнистых
грунтах. — «Транспортное строительство», 1973, № 10, с. 10—12.
Давыдов Г. Д., Чумаков И. С. Опыт внедрения буро-набивных свай
на Украине.—« Основания, фундаменты и механика грунтов», 1972, № 6, с. 14—16.
Далматов Б. И. Особенности работы свайных фундаментов в условиях
слабых грунтов. Сб. докладов и сообщений по свайным фундаментам. М., Строй-
издат, 1968, с. 172—176.
Докучаев В. В. Расчет фундаментов на вечномерзлых грунтах по пре-
дельным состояниям. М., Стройиздат, 1968. 120 с.
Докучаев В. В., Маркин К. Ф. Свайные фундаменты в вечномерз-
лых грунтах. Л., Стройиздат, 1972. 144 с.
Долинский А. А., Саар Ф. В., Степаненко В. М. О причинах
повреждений свай-оболочек при вибропогружении и мерах их устранения. —
«Транспортное строительство», 1973, № 3, с. 45—48.
Долинский А. А., Саар Ф. В., Степаненко В. М. О влиянии
продольных напряжений сжатия на появление трещин в стенках свай-оболочек. —
«Транспортное строительство», 1973, № 10, с. 47, 48.
Завриев К. С. О расчете столбчатых фундаментов мостовых опор на
эксплуатационные нагрузки. В кн.: Исследование несущей способности оснований
фундаментов. М., «Транспорт», 1965, с. 115—120. (Труды Всесоюзн. науч.-псслед.
ин-та трансп. стр-ва. Вып. 56).
Завриев К. С. К расчету высоких свайных ростверков устоев. В кн.: Во-
просы расчета прочности и деформативности оснований и фундаментов. М.,
«Транспорт», 1966, с. 152—155. (Труды Всесоюзн. науч.-исслед. ин-та трансп.
стр-ва. Вып. 59).
Завриев К. С. Расчет фундаментов из оболочек в матричной форме.
В кн.: Вопросы расчета прочности и деформативности оснований и фундаментов.
М., «Транспорт», 1966, с. 128—136. (Труды Всесоюзн. науч.-исслед. ин-та трансп.
стр-ва. Вып. 59).
Завриев К. С.к Б и б и н а Н. М. К расчету свай и оболочек на горизон-
тальные нагрузки. В кн.: Вопросы расчета прочности и деформативности осно-
418
ваний и фундаментов. М., «Транспорт», 1966, с. 137—>151. (Труды Всесоюзн. науч.-
исслед. ин-та трансп. стр-ва. Вып. 59).
3 а в р и е в К. С. Обобщенная методика расчета фундаментов из свай и
оболочек. Сб. докладов и сообщений по свайным фундаментам. М., Стройиздат,
1968, с. 423—429.
3 а в р п е в К. С., Б и б и н а Н. М. Определение расчетных длин сжатия
свай. В кн.: Исследование несущей способности фундаментов из свай и оболочек.
М., «Транспорт», 1969, с. 99—106. (Труды Всесоюзн. науч.-исслед. пн-та трансп
стр-ва. Вып. 66).
3 а в р п е в К. С., Ш п п р о Г. С. К вопросу о проверке свайного фунда-
мента как массивного. — «Транспортное строительство», 1969, № 5, с. 46, 47.
3 а в р п е в К. С., Ш п п р о Г. С. Расчет фундаментов мостовых опор. —
«Транспортное строительство», 1970, № 6, с. 47, 48.
3 а в р и е в К. С., Ш п и р о Г. С. Расчеты фундаментов мостовых опор
глубокого заложения. М., «Транспорт», 1970, 216 с.
3 а в р и е в К. С., Ш п и р о Г. С. К определению гибкости свай высоких
ростверков. В кн.: Исследования несущей способности оснований и фундаментов
глубокого заложения. М., «Транспорт», 1971, с. 106—ПО. (Труды Всесоюзн. науч.-
исслед. нн-та трансп. стр-ва. Вып. 78).
3 а в р и е в К. С., Р ы ж е н к о А. П. К определению перемещений высоких
свайных ростверков. — «Транспортное строительство», 1973, № 9, с. 48, 49.
Иванов В. П. Виброударное погружение лидеров и железобетонных свай
в вечномерзлый грунт. — «Транспортное строительство», 1971, № 1, с. 23, 24.
Иродов М. Д. Применение винтовых свай в строительстве. М., Строй-
нздат, 1968. 147 с.
Кириллов В. С. Основания и фундаменты. М., Стройиздат, 1966. 384 с.
Киселев М. Ф. Мероприятия против деформации зданий и сооружений
от действия сил морозного выпучивания фундаментов. М., Стройиздат,
1971. 104 с.
Клодин В. О. Особенности расчета свайных ростверков по обобщенной
методике. — «Транспортное строительство», 1964, № 8, с. 12, 13.
Ковалев Ю. И. Влияние технологии изготовления буро-набивных свай на
их несущую способность. В кн.: Деформации оснований сооружений. М., МИИТ,
1972, с. 80—91. (Труды Моск, ин-та инженеров ж.-д. транспорта. Вып. 397).
Коган М. Я., Соколов И. И. К вопросу о проектировании свайных
ростверков. — «Транспортное строительство», 1966, № 3, с. 43.
Коломейцев Б. Б. Железобетонные сваи с уширением. — «Транспортное
строительство», 1971, № 4, с. 9, 10.
Коломейцев Б. Б. Мост собирается одним краном. — «Транспортное
строительство», 1971, № 8, с. 13—15.
Косолапов В. Г. Свайные работы. М., «Высшая школа», 1974. 256 с.
Костелянец Б. А. Защита буровых свай от разрушения наносами.—
«Транспортное строительство», 1969, № 4, с. 40, 41.
К о с т е р и н Э. В. Основания и фундаменты. М., «Высшая школа»,
1966. 460 с.
Кузнецов И. К., Филиппов Г. С. Строительство промышленных
сооружений в районах вечномерзлых грунтов. М., Стройиздат, 1972. 192 с.
Курилов А. П., Афанасьев А. Н. В свайных фундаментах устоев
необходимы наклонные сваи. — «Транспортное строительство», 1968, № 5, с. 14, 15.
Куценко В. Н. О несущей способности буровых свай с уширенными ос-
нованиями.— «Транспортное строительство», 1968, № 4, с. 42—44.
Луга А. А. Расчет осадок свайных и массивных фундаментов в песчаных
грунтах. — «Транспортное строительство». 1965, № 8, с. 43—45.
Луга А. А. Плоский сдвиг устоев мостов. В кн.: Исследование несущей
•способности оснований фундаментов. М ., «Транспорт», 1965, с. 14—59. (Труды
Всесоюзн. науч.-исслед. ин-та трансп. стр-ва. Вып. 56).
Луга А. А. Глубокий сдвиг устоев мостов. В кн.: Исследование несущей
способности оснований фундаментов. М., «Транспорт», 1965, с. 60—70. (Труды
Всесоюзн. науч.-исслед. ин-та трансп. стр-ва. Вып. 56).
419
Луга А. А. Глубокие локальные сдвиги устоев мостов. В кн.: Исследова-
ние несущей способности фундаментов из свай и оболочек. М., «Транспорт», 1969,
с. 124—140. (Труды Всесоюз. науч.-исслед. ин-та трансп. стр-ва. Вып. 66).
Луга А. А., Львов И. С. Локальный оползневой сдвиг устоя виадука.
В кн.: Исследования несущей способности оснований и фундаментов глубокого
заложения. М., «Транспорт», 1971, с. 119—129. (Труды Всесоюз. науч.-псслед.
ин-та трансп. стр-ва. Вып. 78).
Макаров В. А., Каширский Б. Р. Опыт погружения свай-оболочек
в гравийно-галечниковые грунты. — «Транспортное строительство», 1969, № 4,
с. 13—14.
Мартынова Л. Д. Исследование зависимости удельного лобового сопро-
тивления и удельного трения от сечения сваи. — «Основания, фундаменты и ме-
ханика грунтов». 1967, № 2, с. 12—14.
Марченко А. С., Гулько С. Е. Натурные испытания центрифугиро-
ванных свай-оболочек на изгиб. — «Транспортное строительство», 1966, № 6,
с. 47, 48.
Моисеев А. В. Сооружение пойменной опоры внеклассного моста на бу-
ровых сваях среднего диаметра. — «Транспортное строительство», 1967, № 7,
с. 15, 16.
Моисеев А. В., Мутафьян О. С. Сооружение фундаментов опор
большого моста на буровых сваях. — «Транспортное строительство», 1969, № 8,
с. 11—14.
Моисеев А. В., Подшивалов И. А. Сооружение опор внеклассного
моста на буровых сваях. М., Оргтрансстрой Минтрансстроя, 1970. 16 с.
Н а р б у т Р. М. Работа свай в глинистых грунтах. Л., Стройпздат,
1972. 160 с.
Новожилов Г. Ф. Увеличение несущей способности одиночных свай вре-
мени.— «Основания, фундаменты и механика грунтов», 1966, № 2, с. 18, 19.
Перетрухни Н. А. Сила морозного выпучивания фундаментов. Труды
ЦНИИС. Вып. 62. «Морозное пучение грунтов и способы защиты сооружений от
его воздействия». М., «Транспорт», 1967, с. 25—54.
Пер л ей Е. М., Цукерман Н. Я. Трубчатые железобетонные сваи и
колодцы-оболочки. М., Стройиздат, 1969. 200 с.
Попов О. А., Глотов Н. М., 3 а в р и е в К. С., Ш п и р о Г. С. К во-
просу пересмотра главы СНиП «Свайные фундаменты из забивных свай». —
«Транспортное строительство», 1965, № 10, с. 10.
Пособие по проектированию оснований и фундаментов зданий и сооружений
на вечномерзлых грунтах. М., Стройиздат, 1969. 128 с.
Протодьяконов Г. П., Гугуцидзе Г. Н. Погружение свай в слож-
ных мерзлотно-грунтовых условиях. — «Транспортное строительство», 1969, № 11,
с. 10—12.
Протодьяконов Г. П., Чернышева Л. П. Деформация малых мо-
стов в районах с суровым климатом.—«Транспортное строительство», 1972, № 5,
с. 48, 49.
Р а д у г и н А. Е. О необратимости во времени процесса «засасывания» свай
в глинистых грунтах. — «Основания, фундаменты и механика грунтов», 1970, № 5,
с. 24—26.
Рогачевский Л. И., Егоров А. И. О расчетном сопротивлении бето-
на в стволах буровых свай большого диаметра. — «Основания, фундаменты и ме-
ханика грунтов», 1971, № 2, с. 18—20.
Рубайлов А. М. Область применения расчета свайных ростверков с уче-
том деформации плит.—«Транспортное строительство», 1971, № 4, с. 47, 48.
Руководство по проектированию свайных фундаментов зданий и сооруже-
ний, возводимых на просадочных грунтах. М., Стройиздат, 1969. 32 с.
Руководство по проектированию свайных фундаментов. М., Стройиздат,
1971. 96 с.
Р ы ж е н к о А. П. Несущая способность столбчатых фундаментов. —
«Транспортное строительство», 1972, № 2, с. 40, 41.
Р ы ж е н к о А. П. Работа ростверка из буровых свай на действие горизон-
тальных сил. — «Транспортное строительство», 1973, № 4, с. 43, 44.
420
Рябинский А. С. Опыт сооружения фундаментов, опор моста из оболо-
чек с несущей диафрагмой. — «Транспортное строительство», 1966, № 1, с. 12, 13.
Силин К. С., Глотов Н. М., Карпинский В. И. Фундаменты
опор мостов из сборного железобетона. М., «Транспорт», 1966. 324 с.
Соловьев Г. Л., Тер-Микоэлян Ф. М., Куценко В. Н. Буро-
вые сваи большой грузоподъемности в мостостроении. — «Основания, фундамен-
ты и механика грунтов», 1972, № 6, с. 16—18.
С у р о в о в А. В., Шерман А. А., Л е в и н з о н А. Л. Справочное по-
собие по строительным машинам. Вып. 4. «Машины для буровых и свайных ра-
бот». М., Стройиздат, 1972. 120 с.
Тен И. А. Современные фундаменты глубокого заложения в автодорожных
мостах. М., Автотрансиздат, 1963. 276 с.
Тер-Микаэлян Ф. М. Сооружение буровых свай большой грузоподъ-
емности за рубежом. М., Оргтрансстрой Минтрансстроя, 1965. 50 с.
Трофименков Ю. Г., Ободовский А. А' Свайные фундаменты
для жилых и промышленных зданий. М., Стройиздат, 1970. 240 с.
Трофименков Ю. Г., Ободовский А. А. Область эффективного
применения буро-набивных свай. — «Основания, фундаменты и механика грунтов»,.
1972, № 6, с. 19, 20.
Царьков А. А. К расчету свайных фундаментов с низким ростверком.
В кн.: Исследование и эксплуатация железобетонных пролетных строений мостов.
М., «Транспорт», 1968, с. 127—135. (Труды Моск, ин-та инж. ж.-д. транспорта.
Вып. 279).
Циунчик Б. И. Погружение оболочек в вечномерзлые грунты. — «Транс-
портное строительство», 1969, № 1, с. 8, 9.
Цимбарг Е. И., Карпинский В. И., Па л аги н Е. В. Формованиег
на центрифугах свай-оболочек из жестких бетонных смесей. — «Транспортное
строительство», 1969, № 6, с. 38—40.
Ц ы т о в и ч Н. А. Теория и практика фундаментостроения. М., Стройиздат^
1964. 94 с.
Ц ы т о в и ч Н. А. Механика мерзлых грунтов. М., «Высшая школа»,.
1973. 446 с.
Черняев В. И. Виброударная машина для погружения свай в вечномерз-
лый грунт — «Транспортное строительство», 4969, № 12, с. 18—20.
Черняев В. И., Миронов В. А. О несущей способности свай в вечно-
мерзлом грунте. — «Транспортное строительство», 1971, № 2, с. 41—43.
Черняев В. И., Ткач М. И., Губерман Ф. С. Опыт эксплуатации-
виброударной машины для свайных работ в Заполярье. — «Транспортное строи-
тельство»,’ 1971, № 6, с. 26, 27.
Ш п и р о Г. С. Обобщенная методика расчета свайных ростверков в мат-
ричной форме. В кн.: Вопросы расчета прочности и деформативности оснований
и фундаментов. М., «Транспорт», 1966, с. 111—127. (Труды Всесоюз. науч.-исслед.
ин-та трансп. стр-ва. Вып. 59).
Ярошенко В. А., Тюленев Е. А. Расчет осадок фундаментов на пес-
чаном основании. «Транспортное строительство»,, 1966, № 7, с. 43—45.
предметный указатель
А
Агрегаты для погружения шпунта,
358, 359
Агрессивность воды 36, 37, 52
Акт испытания свай 166
Активная зона грунта 128—130
Армирование:
оболочек железобетонных 28—30,
35, 124, 253—255, 259
плиты фундамента 122, 125
свай железобетонных, погружаемых
в грунт 21—23, 253—255, 259
— и столбов, сооружаемых в грун-
те 44, 124, 125, 340, 341
Б
Бетонирование:
плиты фундаментов 367, 368, 370
подводное способом ВПТ 343—351,
367, 368
свай и оболочек, погружаемых в
грунт 261—265
— и столбов, сооружаемых в грун-
те 42—44, 314, 341—351
уширений 342
Бетонная смесь для свай и оболочек
263—265, 344, 345
Бурильно-крановые машины 377
В
Вакуум-формы 257, 263
Вибраторы для погружения свай 293
Вибрографы 163
Вибромолоты 298—300
Вибропогружатели:
высокочастотные 300, 301
низкочастотные 294—298, 300
выбор 302, 303
Виброударные машины 378, 379
Виброформы 255, 256
Вмораживание свай в вечномерзлые
грунты 385, 387
422
Водозащитная подушка:
назначение 122, 367
толщина 122, 368
устройство 367, 368
Водоотделение бетонной смеси 345
Выбор оптимальной технологии соо-
ружения фундаментов 233—235
Выбор размеров свай 119, 120
— расстояния между сваями, обо-
лочками и столбами. 122, 136
— схемы фундаментов 115—118
— типа свай 118, 119
-----фундаментов 115
— формы и размеров плиты фунда-
ментов 121, 122
Г
Гидроагрегаты 259
Гидроэлеваторы 365, 366
Глинистые растворы 40, 315, 335
Глубина заложения плиты фундамен-
тов 120
Грейферы:
для разработки грунта в скважи-
нах 321, 322
-------в котлованах 367
Грунтовое ядро в сваях 132
Грунты с неустойчивой структурой:
глины ленточные 68
илы 67
лёссовые 69, 70
— непросадочные 70
— просадочные 70, 75
торфы 67, 68
вечномерзлые 71
мерзлые 71—73
набухающие 70, 71, 75
Д
Давление грунта активное 80
Депланация поверхности слоев см.
Деформации грунтов
Дефекты в производстве работ:
армирование 392
буронабивные сваи 388—391
забивные сваи 387, 388, 392, 393
приготовление бетона 392
разбивочные работы 391, 392
Деформации грунтов при погружении
свай 126, 127
Добивка свай 137, 138, 165, 308, 312,
313
Допускаемые напряжения на бетон
свай и столбов 41
Древесина-для свай 13
Ж
Журнал испытаний свай 166, 171, 175
3
Забивка свай и оболочек:
сваебойные молоты 279—287
предохранение голов свай и оболо-
чек от разрушения 14, 287, 288
технология работ 60, 289—292
Заглубление низа свай, оболочек и
столбов 120, 121
Заделка низа столбов 33, 57, 59, 121
— верха свай, столбов и оболочек 124
Засасывание свай 139—142, 289
Защитный слой бетона в сваях и
столбах 22, 23, 44, 340
Зондирование:
динамическое 157, 158
статическое 158, 159
Зонды для исследования грунтов 158
И
Искусственные островки:
назначение 235
без ограждений 237
с ограждениями 238, 239
Испытания свай:
полевые 146—147
динамической нагрузкой 160—166
статической нагрузкой 166—176
К
Камуфлетные уширения свай и обо-
лочек 54, 55
Каркасы:
арматурные 253—255, 340, 341
направляющие 232, 236, 241, 243,
251, 354, 355
— кондукторы 276, 277
— переставные 237, 276, 277
— стационарные 274—279
Кессоны 63—65
Классификация свай:
в СНиП 10
по материалу 9
— передаче нагрузки 9
— способу устройства 9
— технологическому принципу 11
— характерным признакам конст-
струкции 11
Классификация фундаментов 47, 48
Колодцы-оболочки 63, 64
Кондукторы для вязки арматуры
253, 254
Копровое оборудование:
типы 271
параметры 272
навесные стрелы 273, 274
Копры:
типы 271—273
параметры 271, 272, 275, 317
применение 236, 242, 248, 249, 252,
271, 274
см. также Краны-копры
Коррозия арматуры свай и оболочек
37, 269
— стальных свай 19, 20
Котлованы:
для сооружения заглубленной в
грунт плиты 352, 353
----плиты, расположенной над
грунтом 353
без ограждения 352
с ограждениями 353—365
разработка грунта 365—367
осушение 367—369
Коэффициенты:
восстановления удара 161
деформации сваи в грунте 185—187
однородности грунта 159
поправочные к нормативным со-
противлениям грунтов 150
пористости 179
425
постели 177, 178, 227
пропорциональности для грунтов
178—180
распределения давления в грунте
229, 230
условий работы 153, 154, 183, 184
Краны-копры 243, 244, 274
Крены фундаментов:
аварийные 84—88
вертикальные нагрузки 81, 82
давление грунта 80, 81
эпюры суммарных давлений 81, 83
Кустовой эффект 147
Л
Лидеры для разработки скважин в
мерзлых грунтах 377—380
М
Марки бетона для фундаментов 121
Масштабный фактор 132
Метод пробных нагрузок см. Испыта-
ния свай статической нагрузкой
Молоты для забивки свай и оболо-
чек:
гидравлические 285—287
дизельные трубчатые 282—287
— штанговые 282—284
паровоздушные одиночного дейст-
вия 279, 280, 282, 285, 287
— двойного действия 280, 282, 285,
287
выбор 290—292
Мощность вибропогружателей:
активная 163, 164
расчетная 164
холостого хода 164
Н
Наголовники:
для свай и оболочек 287, 288, 298
пневмоинерционные для обсадных
труб 317—319
Нагрузки предельные на сваю 148,
173
Нагрузки расчетные:
на винтовые сваи 39
— железобетонные сваи, погружае-
мые в грунт 25, 26
424
— комбинированные сваи 47
— оболочки 36, 52, 54, 55, 63
— сваи и столбы, сооружаемые в
грунте 43, 45
— стальные сваи 17, 49, 50, 63
Наконечники:
для зондирования грунтов 157, 158
— железобетонных свай 22, 125
— оболочек закрытой конструкции
33
----открытой конструкции 33, 34
— паровых игл 383, 384
— стальных свай 17
— трубчатых лидеров 379, 380
Напряжения допускаемые:
на бетон заполнения свай 18
— металл свай 17
Напряженное состояние грунта:
вокруг одиночных свай 126—128
— свайных фундаментов 128—130
Натяжение арматуры 259, 260, 268
Несущая способность свай:
влияющие факторы 126—144
методы определения 145—147
------аналитический 147—157
------зондирование грунтов
157—160
------испытания свай 160—176
О
Оболочки железобетонные:
армирование 28—30, 35
защита от воздействия агрессивной
среды 36, 37, 50
изготовление 252—268
конструкция наконечников 33, 34
погружение 54, 55, 57, 269—313
предварительно напряженные 29—
31, 35
применение 27, 35, 36, 50, 52—54,
56, 57, 62, 63, 123
стыкование 31—35
типовые 28
Оболочки стальные 18
Оборудование для устройства сква-
жин в грунте:
агрегат МСТ-2 327, 328
навесное МБС-1,7 и МБС-1,7А 329,
330
— МБУ-1,2 328, 329
— ЦНИИС 326, 327
предприятия ЗРЕМБ (ПНР) 317,
325
фирмы «Баде» 322, 323
— «Беното» 319—322
— «Бритиш Стил Пайлинг» 330, 331
— «Зальцгиттер» 324, 325
— «Като» 324
— «Мак Алпайн» 330—332
— «Солетанш» 325
— «Франки» 316, 317, 324
— «Хохштрассе-Вайсе» 317, 318
Обрез фундамента 122
Обсадные трубы:
назначение 40, 314—316
погружение 316—324, 334—336
Ограждения котлованов:
из бездонных ящиков 353, 359—365
— грунтовых перемычек 353
— железобетонных конструкций
353, 359, 362—364
— инвентарных понтонов КС 353,
361, 362
шпунтовые круглые 354—357
— прямоугольные 354
щитовые 353, 361
разборка 359, 370, 371
Осадки свайных фундаментов 86—88,
227—231
Отказ свай расчетный 162, 165, 289
Отклонения свай при погружении
24, 25
Оттаивание мерзлых грунтов 383—385
П
Паровые иглы 383, 384
Плавучие средства:
копровые агрегаты плавучие 248,
250
краны плавучие 250, 251
плашкоуты 248—251
подмости плавучие 251, 252
понтоны 248, 249, 251, 353, 354, 361
Платформы плавучие самоподъем-
ные;
назначение 241, 245
применение 246—248
Повреждения оболочек при погруже-
нии 305, 306
Погружение свай и оболочек:
подготовительные работы 269, 270
направляющие устройства 270—279
вибропогружение 292—313
см. также Забивка свай
Погружение свай в вечномерзлые
грунты:
в пробуренные скважины с запол-
нением их раствором 374—382
— протаянные скважины 374, 375,
382—385
бурозабивной способ 374—380,
385—387
бурообсадной способ 374—380
забивной способ 374, 375, 385—387
Погружение свай в сильносжимаемые
грунты 372, 373
------набухающие грунты 372, 373
------просадочные грунты 372, 373
Погружение шпунта 357—359
Подвижность бетонной смеси 344, 345
Подмости для сооружения фундамен-
тов:
назначение 240, 241
применение 242, 243
Подмыв грунта при погружении свай
и оболочек 270, 308, 309, 312, 313
Понтоны 248, 249, 251, 353, 361
— железобетонные 66
Поточная технология сооружения
фундаментов 233, 234, 250
---------пионерный способ 235,
243—245
Примеры применения свай и свайных
фундаментов:
мост в дельте р. Миссисипи (США)
18
— в Стокгольме 251, 252, 363
— в устье р. Колумбии (США) 246
— у Абиджана (Берег Слоновой
Кости) 36, 52, 53
— через болото в штате Пенсильва-
ния (США) 249, 250
-----бухту Гуанабара в Рио-де-
Жанейро (Бразилия) 57, 58, 247,
326
425
------водохранилище на р. Миссу-
ри (США) 56, 251
-------форт Рэндол (США) 261
------зал. Пенсакола (США) 250
-------Сан-Франциско (США) 261
------лиман Шабалат 243, 244
------оз. Маракайбо (Венесуэла)
36, 51, 247, 257, 268, 325
------Пончартрейн (США) 62, 63,
268, 276
------прол. Каркинез (США) 58, 59
-------Малый Бельт (Дания) 64,
65, 242
------р. Венту 363, 364
-------Волгу 49, 310
-------Гудзон (США) 66
-------Деруэнт (Австралия) 45,
46
-------Днепр 63
-------Днестр 39
-------Дунай (Югославия) 60
-------Лиелупе 255, 256
-------Мильгравис 361, 362
-------Неву 36, 54, 356, 357
-------Обь 36, 57, 251, 311
-------Оку 255, 256
-------Южный Буг 55, 248
-------Янцзы 312, 313, 354—356,
371
эстакада на пойме р. Урал 236, 237
— Чесапикского тоннельно-мосто-
вого перехода (США) 245
Пропаривание свай и оболочек см.
Термовлажностная обработка бето-
на
Просадка грунтов см. Грунты лёссо-
вые
Пучение грунтов 72, 73
Р
Рабочие площадки для сооружения
фундаментов 234, 235, 243
Разуплотнение грунтов при погруже-
нии свай 137, 138
Расчеты:
несимметричных фундаментов 210—
214
несущей способности свай 147—157
426
----свайного фундамента 225—227
однорядных фундаментов 191—198
осадок свайных фундаментов 227—
231
полых оболочек 223, 224
симметричных фундаментов 204—
210
фундаментов по плоским расчетным
схемам 198—204
— устоев 214—223
Ростверк 48
С
Сваи висячие 9, 73—75, 134, 135
Сваи винтовые:
конструкция 38, 39
погружение 38, 39
применение 38
Сваи деревянные:
забивка 14, 279—292
защита от загнивания 14, 15
изготовление 13
материалы 13
одиночные 13, 14
пакетные 13, 14
применение 12, 13, 84, 87, 93, 95,
96
стыкование 14
Сваи железобетонные, погружаемые
в грунт:
защита от воздействия агрессивной
среды 36, 37
изготовление 252—268
погружение 269—313
предварительно напряженные 20,
23
применение 20—26, 49, 65, 77, 99,
101, 109, 123
размеры 20, 25
' с уширенными пятами 23—25
сплошного сечения 21—26
цилиндрические полые 25, 26
Сваи комбинированные:
конструкция 46, 47
применение 46
Сваи, соружаемые в грунте:
бетонируемые в необсаженных
скважинах 42—45
----обсаженных скважинах 45, 46
изготовление 314—351
применение 40—42
Сваи стальные:
замкнутого поперечного сечения
15, 16, 60, 63, 66, 91
защита от коррозии 19, 20
из двутавров 16, 17
погружение 17, 60, 279—313
применение 15, 16, 60, 63х 66, 91
трубчатые 16, 17, 49
Сваи Франки 316, 317, 342
Свайные опоры:
конструкция 60, 61
применение 59, 60
постройка 60
Свая-оболочка 11, 12, см. также Обо-
лочки
Свая-столб 11, 12 см. также Столбы
Сдвиги фундаментов:
глубокие 96—98
— аварийные по поверхностям
скольжения, близким к круглоци-
линдрическим 99—105
локальные оползневые 105—107
------береговых опор мостов 107—
114
плоские 88—91
— аварийные 91—96
Силы трения грунтов о боковую по-
верхность свай:
величины 131
влияние диаметра свай 131, 132
характер распределения 130
Скважины для свай и столбов:
способы устройства 314—316
бурение в грунте 315—331
— в скальных породах 336—339
устройство уширений в основании
332—335
Скважины в мерзлых грунтах 374—
382
Смазка для виброформ 256
Сопротивление грунта:
нормативное 148—157, 159
предельное под острием погружен-
ной сваи 133, 134
Срезка голов свай 369, 370
Станки буровые:
ударно-канатного действия 336, 337
вращательного действия 338, 339
см. также Бурильно-крановые ма-
шины и Виброударные машины
Станки навивочные 254
Стенды для укрупнительной сборки
267, 268
Столбы, сооружаемые в грунте:
конструкция 42—46
применение 40—42, 57, 58, 77, 78
устройство 314—351
Стыкование:
оболочек железобетонных 31—35,
53, 55, 255, 260, 267, 269, 270
свай деревянных 13, 14
— железобетонных 23—25, 255, 260,
267, 269, 270
— комбинированных 46, 47
— стальных 17
труб обсадных 321
Т
Тампонажный слой бетона см. Водо-
защитная подушка
Терминология в классификации свай
10—12
Термовлажностная обработка бетона:
назначение 265
режим пропаривания 266, 267
Тиксотропные изменения грунтов
139—142
Траверсы для строповки оболочек
270
Трещины в бетоне свай и оболочек
269
Трубы:
бетонолитные 345, 346, 367, 368
обсадные см. Обсадные трубы
подмывные 308, 309
Турбобуры 338, 339
У
Укрупнительная сборка свай и оболо-
чек 267, 268
Установки для испытания свай 168—
170
Уступы фундаментов 122
Уширения низа свай, забетонирован-
ных в необсаженных скважинах
42—45
427
-------погруженных в грунт 23—25
— в основании оболочек 54, 55
------скважин для свай и стол-
бов 332—335
Уширители скважин 332, 333
Ф
Факторы, влияющие на несущую спо-
собность свай:
напряженное состояние грунтов
126—130
размеры свай 131—133
разуплотнение грунтов 137, 138
расстояние между сваями 135, 136
силы трения грунтов 130—132
способ и глубина погружения 133,
134
схема фундамента 135
тиксотропные изменения грунтов
139—142
уплотнение грунтов 143, 144
Формование свай и оболочек:
подбор состава бетонной смеси 263,
264
укладка бетонной смеси 263, 265
уплотнение бетонной смеси 261,
262, 264, 265
Формы для бетонирования свай и
оболочек:
деревянные 255
стальные 255—258, 261
Фундаменты комбинированные:
конструкция 63—66
постройка 63—66
Фундаменты на вечномерзлых грун-
тах:
выпучивание опор 79
погружение свай 373—387
принципы использования грунтов
76
свайные 76, 77
столбчатые опоры 77—79
Фундаменты на просадочных и набу-
хающих грунтах 75, 76
-----------погружение свай 372,
Фундаменты на сильносжимаемых
грунтах:
особенности проектирования и кон-
струкции 73, 74
погружение свай 372, 373
применение 73
Фундаменты с заглубленной в грунт
плитой:
конструкция 49, 50
особенности работы свай и плиты
136, 137
постройка 232, 235—239, 352, 353—
360, 365—371
применение 49
Фундаменты с плитой, расположен-
ной над грунтом:
конструкция 51—59
особенности работы свай 135, 136
постройка 52—59, 232, 353—364,
367—371
преимущества 50, 51
Ц
Центрифугирование:
назначение 257
армирование свай и оболочек 258—
260
формование свай и оболочек 262—
265
центрифуги 257, 258, 264
Ш
Шпунт стальной:
конструкция 356
погружение 357—359
устройство замков 356, 357
извлечение 359, 370, 371
Э
Эрлифты 366
Эстакадные опоры:
конструкция 62—64
применение 62—64
373
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение ...................................................... 3
Раздел первый. КОНСТРУКЦИИ СВАЙ И ФУНДАМЕНТОВ 9
Глава 1. Типы свай, их конструкция и область применения........ 9
§ 1.1. Классификация свай...................................... 9
§ 1.2. Сваи и оболочки, погружаемые в грунт................... 12
§ 1.3. Сваи и столбы, сооружаемые в грунте.................... 40
§ 1.4. Комбинированные сваи................................... 46
Глава 2. Конструкции фундаментов............................... 47
§2.1. Типы фундаментов........................................ 47
§ 2.2. Фундаменты с плитой, расположенной в грунте............ 49
§ 2.3. Фундаменты с плитой, расположенной над грунтом......... 50
§ 2.4. Свайные опоры.......................................... 59
§ 2.5. Опоры эстакадного типа................................. 61
§ 2.6. Комбинированные фундаменты............................. 63
Глава 3. Фундаменты в особых условиях.......................... 66
§3.1. Особые грунтовые условия............................... 66
§ 3.2. Фундаменты на сильносжимаемых грунтах.................. 73
§ 3.3. Фундаменты на просадочных и набухающих грунтах......... 75
§ 3.4. Фундаменты на вечномерзлых грунтах..................... 76
Глава 4. Характерные повреждения фундаментов и меры их предо-
твращения ............ . . ..... . .,. . .|. . 80
§ 4.1. Краны . . . ......... ...................... 80
§ 4.2. Плоские сдвиги..................................... 88
§ 4.3. Глубокие сдвиги.................................... 96
§ 4.4. Локальные оползневые сдвиги............................105
Глава 5. Особенности конструирования фундаментов..............115
§ 5.1. Выбор типа и схемы фундаментов.........................115
§ 5.2. Выбор типа и размеров свай.............................118
§ 5.3. Детали конструкции фундаментов и свай..................121
Раздел второй. НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ И РАСЧЕТЫ СВАЙ
И ФУНДАМЕНТОВ . . . ................... . . . 126
Глава 6. Факторы, влияющие на несущую способность.............126
§ 6.1. Напряженное состояние грунта вокруг свай и фундаментов .... 126
§ 6.2. Особенности конструкции свай и фундаментов..........; . 136
§ 6.3. Особенности заглубления свай в грунт...................137
§ 6.4. Некоторые природные факторы............................139
429
Глава 7. Методы определения несущей способности свай.............145
§7.1. Общие сведения............................................ 145
§ 7.2. Аналитический метод.......................................147
§ 7.3. Зондирование грунтов......................................157
§ 7.4. Испытания свай динамической нагрузкой...................160
§ 7.5. Испытания свай статической нагрузкой......................166
Глава 8. Расчеты свайных фундаментов.............................177
§8.1. Основные положения....................................... 176
§ 8.2. Расчет однорядных фундаментов на нагрузки, действующие в
плоскости, перпендикулярной плоскости ряда...................... 191
§ 8.3. Общий случай расчета фундаментов по плоским расчетным
схемам...........................................................198
§ 8.4. Пространственный расчет симметричных фундаментов..........204
§ 8.5. Пространственный расчет несимметричных фундаментов.......210
§ 8.6. Некоторые особенности расчета фундаментов устоев..........214
§ 8.7. Расчет радиальных сечений полых оболочек..................223
§ 8.8, Проверка несущей способности (по грунту) свайного фундамента
как условного массивного.........................................225
§ 8.9. Расчет осадок свайных фундаментов.........................227
Раздел третий. ПОСТРОЙКА ФУНДАМЕНТОВ........................... 232
Глава 9. Особенности организации и производства работ............232
§9.1. Организация строительства фундаментов.....................232
§ 9.2. Производство работ с поверхности грунта или искусственных
островков........................................................235
§ 9.3. Производство работ с подмостей............................240
§ -9.4. Производство работ с плавучих средств....................248
Глава 10. Изготовление свай и оболочек...........................252
§ 10.1. Общие положения..........................................252
§ 10.2. Изготовление арматурных каркасов и закладных частей .... 253
§ 10.3. Подготовка форм и' установка арматуры....................255
§ 10.4. Формование...............................................261
§ 10.5. Термовлажностная обработка ............................ 265
§ 10.6. Укрупнительная сборка....................................267
Глава 11. Погружение в грунт свай и оболочек.....................269
§ 11.1. Подготовительные работы..................................269
§ 11.2. Монтаж и установка направляющих устройств................270
§ 11.3. Забивка, свай и ободочек молотами ... . ................279
§ 11.4. Вибропогружение свай и оболочек..........................292
§ 11.5. Меры по облегчению заглубления в грунт свай и оболочек .... 305
Глава 12. Сооружение свай и столбов в грунте.....................314
§ 12.1. Особенности технологии работ............................314г
§ 12.2. Устройство скважин и уширений в грунтах..................315
430
§ 12.3. Бурение скважин в скальных породах.......................326
§ 12.4. Установка арматуры и укладка бетонной смеси в скважины . . 340
Глава 13. Сооружение плиты фундаментов........................352
§ 13.1. Устройство ограждений котлованов.........................352
§ 13.2. Разработка грунта и устройство водозащитной подушки в кот-
ловане ..........................................................365
§ 13.3. Устройство плиты.........................................368
Глава 14. Постройка свайных фундаментов в особых условиях .... 372
§ 14.1. Особенности погружения свай в сильносжимаемые, набухающие
и просадочные грунты.............................................372
§ 14.2. Погружение свай в вечномерзлые грунты....................373
Глава 15. Некоторые дефекты в производстве работ.................387
§ 15.1. Характерные дефекты работ с забивными сваями ............387
§ 15.2. Характерные дефекты работ с буро-набивными сваями .... . 388
§ 15.3. Нарушения проектных требований...........................391
Приложение 1. Расчет однорядного фундамента из оболочек d=1.6 м 401
Приложение 2. Расчет фундамента с заглубленной в грунт плитой и
вертикальными сваями 35X35 см....................................408
Приложение 3. Расчет фундамента с наклонными оболочками ^=1,6 м 411
Список литературы......................................... . • 417
Предметный указатель.............................................422
Николай Митрофанович Глотов
Александр Александрович Луга
Константин Сергеевич Силин
Константин Сергеевич Завриев
СВАЙНЫЕ ФУНДАМЕНТЫ
Предметный указатель составила К. М. Ивановская
Редактор К. М. Ивановская
Обложка художника Г. П. Казаковцева
Технический редактор Р. А. Иванова
Корректоры С. Б. Назарова, Т. Н. Никольская
Сдано в набор 14/Ш—1975 г. Подписано к печати 25/VII—1975 г
Бумага 60X90’/ie типографская № 2 Печатных листов 27 Учетно-изд. листов 32,7'
Тираж 9500 экз. Т 09377 Изд. № 1—3—1/15 № 4473. Зак. тип. 2940. Цена 1 р. 91 к
Изд-во «ТРАНСПОРТ», Москва, Басманный туп. 6а
Московская типография № 8 Союзполиграфпрома
при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли,
Хохловский пер., 7.