Полный текст

Введение В промышленном строительстве нашли применение односвайные фундаменты, обладающие значительными технико-экономическими преимуществами перед традиционными кустовыми свайными фундаментами и фундаментами на естественном и свайном основании. В качестве односвайных фундаментов, наряду со сваями-оболочками и буронабивными сваями больших диаметров, стали применяться и набивные пирамидальные сваи большого поперечного сечения, технология устройства которых описана в [1], в том числе под опоры трубопроводов [2]. Преимущества пирамидальных свай заключается в том, что в верхней части свая имеет развитое сечение, что позволяет смонтировать на одну сваю колонну, т.е. исключает применение ростверка, который не является несущим по грунту конструктивным элементом, а по объему составляет до половины кустового свайного фундамента. На фундаменты каркасных зданий и сооружений, наряду с вертикальными, действуют и значительные горизонтальные нагрузки и моменты (особенно в опорах трубопроводов), поэтому вопросы расчета таких свай на эти факторы имеют важное практическое значение. Однако в нормативных документах отсутствуют положения по расчету таких свай на горизонтальную нагрузку. Вместе с тем, работа пирамидальных свай на горизонтальную нагрузку имеет ряд особенностей. За счет развитого поперечного сечения в верхней части сваи обеспечивается большее сопротивление горизонтальной нагрузке, чем у свай постоянного по длине сечения при равном их объеме. Изгибная жесткость пирамидальных свай изменяется по глубине, что следует учитывать в расчетной схеме. Существующие методы расчета свай, в том числе и пирамидальных [3, 4], основаны на теории местных деформаций Фусса - Винклера, расчетной характеристикой грунта в которой является коэффициент постели, причем грунтовое основание рассматривается как однородное по глубине [5, 6], так и многослойное [7]. В случае однородного основания принимаются различные законы изменения коэффициента постели по глубине - по линейной зависимости [8], по нелинейной зависимости в виде параболы [9] или в виде степенных функций [10]. В работе [11] дается решение для горизонтально нагруженной сваи в упругом полупространстве, используя метод Б.Н. Жемочкина, а расчетные характеристики грунта определяются с использованием модуля деформации и коэффициента Пуассона. Все эти методы учитывают сопротивление грунта только по лобовой грани, перпендикулярной к плоскости действия нагрузки. Вместе с тем, в общем сопротивлении сваи действию горизонтальной нагрузки определенную долю составляет и сопротивление боковых граней вследствие трения грунта на их поверхности. Так, экспериментальными исследованиями установлено, что доля сопротивления горизонтальной нагрузке вследствие трения на боковых поверхностях пирамидальных свай может достигать 30-45 % от общего [12], причем эта составляющая растет с увеличением вертикальной нагрузки [13]. В работе [14] сделана попытка разработать методику расчета с учетом указанных факторов, но она позволяет находить лишь усилия в фундаменте, в то время как для практики проектирования важное значение имеет также и вопрос определения перемещений и угла поворота головы сваи. В данной статье представлен более универсальный метод расчета пирамидальных свай на горизонтальную нагрузку и изгибающий момент с учетом действия вертикальной нагрузки и трения на боковых гранях сваи. Экспериментальные исследования С целью изучения особенностей работы пирамидальных свай на совместное действие горизонтальной нагрузки, изгибающего момента и вертикальной нагрузки и построения на этой основе расчетной схемы были выполнены эксперименты в полевых условиях на натурных сваях. Грунтовое основание опытной площадки представлено глинами тугопластичной консистенции (r = 1,95 т/м3, с = 0,021 МПа, j = 18о, Е = 10 МПа). На опытной площадке были изготовлены две опытные набивные пирамидальные сваи длиной 3,5 м, размером верхнего сечения 120 ´ 110 см, нижнего 30 ´ 30 см. В голове каждой сваи монтировались железобетонные колонны сечением 40 ´ 60 см, высотой 5 м. Испытания проводились в два этапа. Вначале сваи испытывались путем приложения горизонтальной нагрузки на уровне верха колонн, создавая тем самым горизонтальную нагрузку Но и моментную нагрузку М0 = hH0 (h - высота колонны). Затем проводилось второе испытание, в котором с помощью специальной системы нагрузка прикладывалась на уровне верха колонны наклонно, обеспечивая совместное действие на сваи вертикальной, горизонтальной нагрузки и изгибающего момента, причём с увеличением вертикальной нагрузки непрерывно пропорционально увеличивались горизонтальная нагрузка и изгибающий момент. На рис. 1 представлены результаты статических испытаний свай на горизонтальную нагрузку (кривые 1 и 2) и на совместное действие вертикальной и горизонтальной нагрузок (кривые 1в и 2в). Как видно, вертикальная нагрузка увеличивает сопротивление сваи горизонтальной нагрузке на 30-38 % (при перемещении 10 мм), причём прирост горизонтального сопротивления сваи имеет место с самого начального момента загружения. В соответствии с методикой испытания с ростом горизонтальной нагрузки пропорционально увеличиваются изгибающий момент и вертикальная нагрузка, что обеспечивает постоянный рост контактных нормальных, а, следовательно, и касательных напряжений на наклонных боковых поверхностях сваи, параллельных направлению действия горизонтальной нагрузки. Именно это увеличение касательных напряжений на боковой поверхности сваи обеспечивает повышение сопротивления сваи горизонтальной нагрузке. Рис. 1. Графики испытаний пирамидальной сваи на совместное действие нагрузок: 1 и 2 - испытание на горизонтальную нагрузку; 1в и 2в - испытание на совместное действие нагрузок Fig. 1. Pyramid pile test schedules for combined load action: 1 and 2 - horizontal load test; 1в and 2в - test for the combined action of loads Таким образом, из анализа полученных экспериментальных данных следует, что на боковых гранях пирамидальных свай, параллельных направлению горизонтальной нагрузки, формируются касательные напряжения, которые участвуют в сопротивлении сваи горизонтальной нагрузке и их следует учитывать в расчётной схеме. Метод расчета Для построения расчетной схемы (рис. 2) примем следующие предпосылки. 1. Основание по глубине неоднородное, многослойное, разбито на п слоев с постоянными в пределах каждого слоя коэффициентами постели Ki и сопротивлениями трению fi. 2. Размер стороны сечения сваи dz с глубиной изменяется по линейной зависимости (1) (2) где и - размер стороны сечения соответственно верха и низа сваи, м; l - длина сваи в грунте, м; z - расстояние от поверхности грунта до рассматриваемого сечения сваи, м. 3. Изменение перемещения сваи Uz по глубине принимаем как для жесткого стержня в линейно деформируемой среде в виде (3) где Uо - перемещение сваи в уровне поверхности грунта, м; lo - глубина расположения точки нулевых перемещений, м; lo = Uо/φo; φo - угол поворота сваи в уровне поверхности грунта, рад. а б Рис. 2. Расчетная схема пирамидальной сваи: а - схема нагрузок и сопротивления грунта для сваи; б - то же, i-го участка сваи Fig. 2. Design scheme of a pyramidal pile: a - scheme of loads and soil resistance for the pile; б - the same, i-th section of the pile 4. Горизонтальное давление грунта на сваю на единицу длины сваи пропорционально ее перемещению 5. Удельное трение, развивающееся в горизонтальном направлении на боковой поверхности сваи при действии горизонтальной нагрузки, определяется зависимостью f = kτ, где τ - предельное сопротивление грунта трению на контакте с боковой поверхностью сваи в горизонтальном направлении, кПа; k - коэффициент, учитывающий действие вертикальной нагрузки. 6. Сопротивление сваи горизонтальной нагрузке на единицу длины сваи за счет трения грунта на ее боковой поверхности определяется зависимостью (4) Значение τ можно определять разными методами: по данным статического зондирования [15], по формуле Кулона, или по данным опытных работ. Коэффициент постели каждого слоя грунта Кi определяется из условия равенства осадок, определяемых по теории местных деформаций и упругого полупространства по формуле , (5) где ω - безразмерный коэффициент, зависящий от соотношения l/dcp, принимаемый по табл. 5 в работе [16]; Еoi - модуль деформации i-го слоя грунта, определяемый по результатам штамповых испытаний, МПа; µi - коэффициент Пуассона i-го слоя грунта; Аr - безразмерный коэффициент, принимаемый равным 3,5 для забивных свай и набивных, бетонируемых в скважинах, образуемых выштамповкой; dcp - средний размер стороны сечения сваи, м; dicp - средний размер стороны сечения сваи в пределах i-го слоя, м. В соответствии с расчетной схемой на рис. 2 из условия равновесия действующих и реактивных сил запишем поперечную силу Qz и изгибающий момент Мz в произвольном сечении сваи z при действии на голову сваи горизонтальной нагрузки Но и изгибающего момента Мo ; . (6) Исходя из принятых выше предпосылок запишем сопротивление грунта на глубине : (7) Найдем поперечную силу и изгибающий момент в произвольном сечении сваи z от сопротивления грунта i-го слоя (8) . (9) После интегрирования выражений (8) и (9), суммирования по длине сваи до слоя j, в котором расположено сечение z, и преобразования с учетом значения lo получим формулы для определения и в сечении z от сопротивления qz вышерассматриваемого сечения. (10) (11) где (12) (13) (14) Подставив (10) и (11) в формулы (6), получим формулы для определения Qz и Мz (15) (16) Принимая в (16) z = l, а в (13) и (14) j = n, с учетом граничных условий на нижнем конце сваи Ql = 0, Ml = 0, получаем систему двух уравнений, из решения которой имеем формулы для определения перемещения Uо и угла поворота сваи в уровне поверхности грунта , (17) где Ф1, Ф2, Ф3, Ф4 и Ф5 определяются по формулам (12), но при этом суммирование в них производится по всей длине сваи от i = 1 до i = n. Рассмотрим частные случаи полученного решения. Для случая, когда расчетные параметры грунта K и f можно представить в виде постоянной величины по глубине (Kz = const и fz = const), значения Qz, Мz, Uо и определяются по формулам (15), (16) и (17), где принимают (18) Для случая, когда закономерность изменения коэффициента постели K и сопротивления трению f по глубине можно принять по треугольной эпюре (по аналогии с СНиП II-17-77) в виде Kz = Klz/l; fz = flz/l значения Qz, Мz, Uо и также определяются по (15), (16) и (17), где Ф1, Ф2... Ф5 находят из выражений (19) здесь Kl и fl - коэффициент постели и сопротивление трению грунта по глубине l. При определении Uо и в (17) и (18) следует принимать z = l. Для призматической сваи ( = 0) в неоднородном основании формулы для определения Qz, Мz, Uо и будут иметь вид (20) где А, В, D, и находятся по формулам (13) и (14). Принимая в (15) и (16) Ф4 = Ф5 = 0, а в (17) D’ = C’ = 0, получаем решение для случая, когда трение на боковой поверхности сваи не учитывается. Значение трения на боковой поверхности сваи в горизонтальном направлении целесообразно определять с использованием данных статического зондирования (21) где bf - коэффициент перехода от зонда к свае; fs - сопротивление трению грунта, определяемое по данным статического зондирования, кПа; k - коэффициент, учитывающий влияние вертикальной нагрузки. Коэффициент bf определяется в соответствии с [15] по формуле bf = 0,13 + 0,44 (z / l)2, (22) где z и l - глубина расположения слоя и длина сваи, м. Коэффициент k после обработки экспериментальных данных определяется как k = 0,6 + 0,4 (N / F), (23) где N и F - вертикальная нагрузка на сваю и предельное сопротивление сваи вертикальной нагрузке соответственно, кН. Для оценки достоверности разработанного метода были выполнены расчеты пирамидальных свай, испытанных на горизонтальную нагрузку на четырех площадках, сложенных глинистыми грунтами различной консистенции, с учетом и без учета трения грунта на боковой поверхности свай, и их результаты сопоставлены с данными статических испытаний (таблица). Сравнение показывает, что результаты расчетов по предлагаемому методу лучше согласуются с данными испытаний. Расхождение между ними составляет в среднем 13 % против 32 при расчете без учета трения на боковой поверхности сваи. По обоим методам также определялись эпюры изгибающих моментов и поперечных сил для сваи сечением см, длиной 3,5 м (рис. 3). Сравнение результатов показало, что учет трения на боковой поверхности сваи не приводит к существенному изменению усилий в ней. Отмечается лишь некоторое перераспределение по длине поперечной силы. Сравнение результатов испытаний и расчетов Comparison of test results and calculations Размеры сваи Нагрузки на сваю Перемещения головы сваи, мм сечение, см длина, м Ро, кН Мо, кНм по испытанию по расчету без учета трения на боковой поверхности с учетом трения на боковой поверхности 3,5 70 21 10 5,5 160 30 10 3,6 44 205 10 4,4 115 20 10 Примечание: *В знаменателе приводится расхождение с данными испытаний, %. Рис. 3. Эпюры изгибающих моментов М и поперечных сил Q: сплошная линия - расчет по предложенному методу; пунктир - расчет без учета трения Fig. 3. Diagrams of bending moments M and transverse forces Q: solid line - calculation according to the proposed method; dashed line - calculation without taking into account friction Выводы На основании экспериментальных исследований, выполненных в полевых условиях на натурных сваях, установлено, что вертикальная нагрузка увеличивает сопротивление пирамидальной сваи горизонтальной нагрузке за счет дополнительного сопротивления сил трения на наклонных гранях сваи, и показана необходимость учета этого фактора при расчете таких свай на горизонтальную нагрузку. Построена расчетная схема горизонтально нагруженной пирамидальной сваи на основе винклеровской модели с учетом сопротивления сил трения на наклонных гранях сваи параллельно направлению действия горизонтальной нагрузки, и разработан метод расчета таких свай на совместное действие горизонтальной, моментной и вертикальной нагрузок.

Об авторах

А. Л Готман

Научно-исследовательский, проектно-изыскательский и конструкторско-технологический институт оснований и подземных сооружений им. Н.М. Герсеванова; Пермский национальный исследовательский политехнический университет; Российский университет транспорта (МИИТ)

С. А Крутяев

Подземпроект

Список литературы

Статистика

Просмотры

Аннотация - 124

PDF (Russian) - 120

Ссылки

• Ссылки не определены.