Добавил:
ivanov666
Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.
Вуз:
Предмет:
Файл:Механика грунтов в высотном и подземном строительстве. Учебно-методическое пособие
.pdf
3. Затем определим вертикальные напряжения σ
в угловых точках четырех фиктивных фундаментов в зависимости от их знаков, а также
σ
zp,
, суммируя вертикальные напряжения
zp,ai
уточним величину сжимаемой толщи с уче том влияния дополнительного напряжения от фундамента возводимого сооружения (рис. 3.3; табл. 3.6):
Значениядополнительногодавленияпоглубинесооружениядляразличныхфундаментов
z, м σ
, кПа σ
zp,1
, кПа σ
zp,2
, кПа σ
zp,3
, кПа σ
zp,4
, кПа σ
zp,ai
, кПа 0,5σ
zp,nf
zg,i
0 112,500 –112,500 112,500 –112,500 0 350,000 66,500
1 112,326 –112,152 112,177 –111,938 0,413 348,252 76,500
2 112,152 –111,804 111,853 –111,375 0,826 346,504 86,500
3 111,978 –111,456 111,530 –110,813 1,239 344,755 96,500
4 111,804 –111,108 111,206 –110,250 1,652 343,007 106,500
5 111,630 –110,760 110,883 –109,688 2,065 334,145 116,500
6 111,456 –110,412 110,559 –109,125 2,478 325,283 126,500
7 111,282 –110,064 110,236 –108,563 2,891 316,421 136,500
8 111,108 –109,716 109,913 –108,000 3,305 307,560 146,500
9 110,934 –108,225 108,547 –105,750 5,506 297,074 156,500
10 110,760 –106,734
107,182 –103,500 7,708 286,588 166,500
11 110,586 –105,242 105,816 –101,250 9,91 276,103 176,500
12 110,412 –103,751 104,451 –99,000 12,112 265,617 186,500
13 110,238 –102,260 103,085 –96,750 14,313 256,006 196,500
, кПа
14 110,064 –100,769 101,720 –94,500 16,515 246,395 206,500
15 109,890 –99,278 100,354 –92,250 18,716 236,784 216,500
16
109,721 –97,796 98,989 –90,000
20,914 227,169 226,500
17 108,976 –95,757 97,179 –87,272 23,126 219,555 236,500
Рис. 3.3. Схема распределения напряжений в основании рассчитываемого здания
21
4. Далее определяем дополнительную осадку окружающей застройки от вертикальных на-
пряжений σ
методом послойного суммирования. Определяем значение осадки через сум-
zp,ai
му осадок каждого слоя, на которые разбивалась сжимаемая толща. При этом для i-го слоя
будет использоваться среднее значение напряжений. Представим подсчет в табличной форме
(табл. 3.7):
Значениядополнительногодавления
поглубинесооружения
z, м σ
0 0,2065
1 0,6195
2 1,0325
3 1,4455
4 1,8585
5 2,2715
6 2,6845
7 3,098
8 4,4055
9 6,607
10 8,809
11 11,011
12 13,2125
13 15,414
zp,ai
, кПа
14 17,6155
15 19,815
16
∑
110,106
Дополнительная осадка окружающей застройки с учетом разбиения сжимаемой толщи на
слои hi толщиной 1 м составляет
s = 110,106 = 0,002 м = 2 мм.
t
При проектировании высотных зданий следует учитывать развитие осадки во времени
и считать ее в определенный момент времени t с учетом первичной и вторичной консолидаций (ползучести) [3].
Расчет осадки в зависимости от временных процессов, включая консолидацию и ползучесть грунтов, производится по решениям одномерной задачи теории фильтрационной консолидации, принимая во внимание режим нагружения основания и граничные условия фильтрации, а также линейную теорию наследственной ползучести или иную теорию, описывающую
затухающую ползучесть грунтов [4, 5].
В качестве критерия для учета консолидации принимается коэффициент затухания осадки
медленно консолидирующихся глинистых грунтов
Mk = tc, (4.1)
где v — коэффициент консолидации слоя; hcl — расчетная толщина слоя пылевато-глинистого грунта, принимаемая h
стороннем дренаже; h
= 0,5h при наличии двустороннего дренажа и hcl = h — при одно-
cl
— толщина пылевато-глинистого грунта в пределах сжимаемой толщи;
tc — время от начала загружения основания до окончания строительства.
Расчет осадки с учетом консолидации должен выполняться при:
, определяемый по формуле
k
Mk ≤ 0,7. (4.2)
Для оснований, сложенных только пылевато-глинистыми грунтами, в качестве критерия
для учета консолидации допускается использовать значение среднего по сжимаемой толще
коэффициента консолидации C
v,cp
.
При
C
≤ 107 см2/год (4.3)
v,cp
должен определяться критерий Mk.
Дополнительная осадка сооружения, развивающаяся после протекания фильтрационной
консолидации, определяется при соблюдении условия
mv2 > 0,0001 МПа–1, (4.4)
где mv2 — коэффициент вторичной консолидации от действия дополнительных напряжений
в грунте.
Расчет осадки к определенному моменту времени t с учетом временных процессов, включая консолидацию и ползучесть пылевато-глинистых грунтов основания, рекомендуется
определять по формуле
S(t) = S1 + Sw(t) + Sc(t), (4.5)
где S1 — осадка основания за счет деформаций слоев песчаных грунтов, а также пылеватоглинистых грунтов, имеющих критерий k > 0,7, которая определяется по указаниям п. 1;
Sw(t) — осадка основания за счет деформации слоев водонасыщенных пылевато-глинистых
грунтов (Sr ≥ 0,85) к моменту времени t; Sc(t) — осадка основания за счет деформации слоев
неводонасыщенных пылевато-глинистых грунтов (Sr < 0,85) к моменту времени t;
23
Sw(t) = σ
zp,i hcl,i
{m
v1,i
[1 – e
–M
k
] + m
v2,i
ln
},
(4.6)
здесь σ
в i-м слое грунта; h
та; m
— среднее значение дополнительного вертикального нормального напряжения
zp,i
— толщина i-го слоя водонасыщенного пылевато-глинистого грун-
cl,i
— коэффициент относительной сжимаемости i-го слоя от действия дополнитель-
v1,i
ных напряжений в грунте, соответствующих σzp на уровне середины слоя, определяемый
из отношения m
= β/i; Mk — коэффициент затухания осадки слоя глины, определяемый
v1,
по ф ормуле (4.1) для времени t, начиная с момента достижения по подошве 50 % нагрузки;
m
— коэффи ц иент вторич ной консолидации i-го слоя от действия дополнительных напря-
v2,i
жений в грунте, соответствующих σzp на уровне середины слоя; t1 — время вторичной кон-
1
солидации, год (t
> tф); tф – время, год, соответствующее степени фильтрационной консоли-
дации, равной 0,9. Определяется из зависимости
–M
e
Sc(t) = σ
где σ
— время строительства, год.
t
c
zp,i
, h
cl,i
, m
v1,i
, m
— то же, что и в форму ле (4.6); t″ — время вторичной осадки (t″ > tc);
v2,i
k
= e = 0,1, (4.7)
{m
zp,i hcl,i
v1,i
+ m
ln}, (4.8)
v2,i
Пример4. Водонасыщенное основание представлено следующими характеристиками:
= 0,007 МПа–1 — коэффициент вторичной консолидации слоя основания ИГЭ-2 от дей-
m
v2,2
ствия напряжений в грунте, соответствующих σzp на уровне середины слоя;
t1 = 200 лет — время вторичной консолидации;
tc = 1,5 года — время от начала загружения основания до окончания строительства;
v = 1 м2/год — коэффициент консолидации слоя ИГЭ-2.
Определим время tф , используя формулу (4.7), при этом значение hcl = Hc (см. пример 1):
tф,
= = =170,076 лет.
t
ф
Далее определяем параметр M
ln10 =
согласно формуле (4.1):
k
= 1,5 = 0,02.
M
k
Таким образом, согласно формуле (4.2), следует выполнить расчет осадки с учетом консолидации.
Находим значение m
Далее определяем осадку основания по формуле (4.5), при этом S
v1,2
m
= = 1,778 ∙ 10–5 кПа–1.
v1,2
= 0, так как в основании
1
отсутствуют песчаные грунты, и Sc(t) = 0, в виду залегания в основании водонасыщенного
глинистого грунта. При определении Sw(t) используем значения σ
— средних значений до-
zp,i
полнительного вертикального нормального напряжения в i-м слое грунта из примера 1, а так-
же значения m
v1,2
и m
v2,2
, кПа.
(t) = 11 091,6{1,778 ∙ 10–5(1 – e
S
w
) = 0 + 0,017 + 0 = 0,017 м = 17 см.
S(t
–0,02
) + 0,007 ∙ 10–3 ∙ ln
24
= 0,017 м.
}
Наличие подземных вод — важный фактор при устройстве глубоких котлованов, сооружаемых для развитых подземных частей высотных зданий. В ситуациях, когда котлован выполнен таким образом, что отметка дна расположена ниже пьезометрического уровня подземных
вод, следует выполнять расчет на возможность разрушения дна котлована от действия подземных вод. В таких случаях возможны следующие расчетные ситуации:
1) котлован устроен в водоупорных глинах, ниже которых расположены водоносные слои
с напорными водами;
2) котлован устроен в грунтах, через которые происходит ламинарная фильтрация воды,
а также происходит воздействие напорных вод.
Для исключения прорыва подземных вод в котлован в первой расчетной ситуации необходимо проверить условие:
γf γw H0 ≤ γI h0, (5.1)
где γf — коэффициент надежности по нагрузке, равный 1,2; γw — удельный вес воды, кН/м3;
— расчетная высота напора воды, отсчитываемая от подошвы проверяемого водоупорного
H
0
слоя до максимального уровня подземных вод, м; γI — средневзвешенное значение удельного
веса грунтов, расположенных выше уровня дна котлована, кН/м3; h0 — расстояние от дна котлована до подошвы проверяемого слоя грунта, м.
Во второй расчетной ситуации при установившейся фильтрации грунт дна котлована находится во взвешенном состоянии, следовательно необходимо учитывать эффективные напряжения от собственного веса рассматриваемого грунта, а также гидродинамические силы потока на частицы грунта.
Условие предельного равновесия в таком случае запишется в виде:
W' = E, (5.2)
где W' — вес призмы грунта площадью с учетом взвешивающего действия воды:
W' = γsb hk A; (5.3)
— сила гидродинамического давления потока на ту же призму грунта:
E = iγw hk A, (5.4)
где i — гидравлический градиент, имеющий при установившейся фильт рации постоянну ю величину и направление и определяемый по формуле
i = , (5.5)
здесь ∆H — потеря напора; hk — длина пути фильтрации.
Гидравлический напор определяется согласно выражению:
H ≈ p/γw + z , (5.6)
где p/γw — пьезометрическая высота (p — давление в воде, γw — удельный вес воды); z — высота рассматриваемой точки над некоторой горизонтальной плоскостью сравнения.
25
Пример5.Рассмотреть возможность прорыва дна котлована глубиной 10 м для слоя суглинка толщиной 20 м с плотностью γ = 20 г/см3, перекрывающего водоносный песчаный слой
с напорными грунтовыми водами. Пьезометрический уровень в скважине установился на расстоянии 8 м от поверхности земли (рис. 5.1).
Определим гидравлические напоры в точках A и B согласно выражению (5.6):
= p/γw + z,
H
= p/γw + z
H
Если за уровень отсчета принять уровень кровли песка, то zA = 0, zB = hk.
Давление в точке равно нулю. Следовательно
H = hk.
Рис. 5.1. Схема задачи
Отношение p/γравно высоте пьезометрического уровня, а поскольку zA = 0, то H = hw.
Таким образом, ∆H = h
– hk, а градиент напора будет равен:
w
i =
.
Тогда суммарная сила гидродинамического давления, действующего на призму грунта, равна
E = (hw – hk) γw A.
Возвращаясь к условию предельного равновесия (5.2), получаем:
γsb hk A = (hw – hk) γw A,
откуда h
= .
k
26
Так как по условию задачи hw = 20 – 8 = 12 м, а удельный вес грунта во взвешенном состоянии можно представить в виде γsb = γ – γw, то
= = 6 м.
h
k
Отсюда предельно допустимая глубина котлована равна
= 20 – 6 = 14 м.
h
пр
Поскольку выполняется условие h
> h, то устройство котлована глубиной 10 м возможно.
пр
При возведении высотных зданий и сооружений на сильно сжимаемом основании, представленном грунтами с низкими деформационными характеристиками, целесообразно выполнить преобразование их свойств для обеспечения нормальной эксплуатации здания.
Один из наиболее востребованных способов улучшения свойств слабых грунтов основания — армирование основания вертикальными элементами. Отличительная особенность
данного метода — отсутствие конструктивного соединения элементов армирования с подземными конструкциями здания. Таким образом, нагрузки от здания будут восприниматься
основанием в пределах глубины сжимаемой толщи посредством грунтов основания и элементов армирования.
В качестве армирования могут быть использованы различные элементы из современных
распространенных материалов: железобетонные, бетонные, грунтоцементные, щебеночные
и песчаные столбы. Армирующие элементы могут быть как в виде уже готовых изделий, так
и выполняться непосредственно на строительной площадке перед возведением конструкций
нулевого цикла.
Большое распространение получил метод создания геомассивов с помощью устройства
грунтоцементных вертикальных элементов, расположенных на определенном расстоянии
друг от друга и имеющих необходимую длину. Как правило, грунтоцементные элементы
создаются методом струйной цементации либо методом глубинного перемешивания. Метод
струйной цементации характеризуется созданием грунтоцементной Jet-сваи путем разрушения струей высокого давления грунта и смешивания с цементным раствором. В свою очередь,
метод глубинного перемешивания основан на механическом воздействии на грунт без извлечения его на поверхность при смешивании его с цементом или другим вяжущим.
При наличии в основании в сжимаемой толще слабых грунтов для снижения стабилизированной осадки, сокращения сроков консолидации и строительно-монтажных работ также может быть предусмотрено усиление грунтов основания при помощи преобразования свойств
грунтов с помощью щебеночных армирующих элементов (ЩАЭ).
При определении осадки армированного основания используется приведенный модуль деформации закрепленного грунта, вычисляемый по формуле
(6.1)
где ∑св — суммарная площадь армирующих элементов;
ния, вычисляемая по наружному контуру армирующих элементов;
— общая площадь основа-
общ
— модуль деформации
гр
грунта; св — модуль упругости материала щебеночных армоэлементов.
Расчет осадки армированного основания с использованием приведенного модуля деформации закрепленного грунта следует выполнять при соблюдении условия:
(6.2)
где γ0 — коэффициент условий работы, учитывающий однородность грунтовых условий
и принимаемый равным:
1,0 — при шаге армирующих элементов менее 3d;
0,9 — при шаге от 3d до 5d;
0,8 — при шаге более 5d;
— средний размер поперечного сечения армирующего элемента; γn — коэффициент надеж-
d
ности по ответственности сооружения, принимаемый равным 1,2; 1,1 и 1,0 соответственно для
28
сооружений повышенного, нормального и пониженного уровней ответственности; — среднее давление под подошвой фундамента; R
— приведенное расчетное сопротивление закре-
пр
пленного грунта, вычисляемое по формуле
(6.3)
где Rгр — расчетное сопротивление неармированного грунта, определяемое по формуле (1.2);
Rсв — расчетное сопротивление на сжатие щебеночных армоэлементов.
Пример6. Рассчитать осадку плитного фундамента монолитного здания из примера 1, подобрав оптимальное расположение армирующих элементов. Инженерно-геологические условия характеризуются слабым пылевато-глинистым грунтом, разделенным на два ИГЭ:
ИГЭ-1 — с поверхности и до глубины 7 м залегает суглинок мягкопластичный со следующими физико-механическими характеристиками: γ
= 19 кН/м3, φII = 15°, cII = 10 кПа, модуль
II
деформации по ветви первичного нагружения = 8 МПа.
ИГЭ-2 — с глубины 7 м залегает суглинок текучепластичный со следующими физико-механическими характеристиками: γ
= 20 кН/м3, φII = 16°, cII = 12 кПа, модуль деформации по
II
ветви первичного нагружения = 9 МПа.
Принимаем, что щебеночные сваи выполняются на глубину сжимаемой толщи в пределах
габаритов здания. Диаметр армоэлементов — d = 0,8 м, шаг по квадратной сетке — 2 × 2 м,
Rсв = 5 МПа, св = 300 МПа.
Сначала проверяем выполнение условия (6.2).
Для этого вычисляем расчетное сопротивление грунта R
по формуле (1.2).
гр
Так же, как и в примере 1, видим, что грунтом основания является ИГЭ-2.
По табл. А.1 определяем коэффициенты условий работ γ1 = 1,25 и γ2 = 1,1. Коэффициент
k = 1.
Согласно табл. А.2, при значении φII = 16°, значения Mγ = 0,46; Mq = 2,43; Mc = 4,99.
Ширина фундамента составляет b = 60 м, а следовательно kz = z0/b + 0,2 = 8/60 + 0,2 = 0,33.
γ1 = 1,2; γ2 = 1,05.
Значение удельного веса грунтов, залегающих выше подошвы γ'II = 20 кН/м3. Также примем значение d
= 7 м, а db = 0.
1
Вычислим приведенное расчетное сопротивление согласно выражению (6.3):
,
при этом предварительно определив значение
с учетом сетки 2 × 2 м по площади 60 × 60 м:
св
A = 31 ∙ 31 ∙ 3,14 = 482,8 м2.
Проверим выполнение условия (6.2):
450 ≤
= 1120 кПа.
Следовательно, при выполнении данного условия определяем приведенный модуль деформации
грунтов основания для расчета осадок по формуле (6.1):
пр
E
= = 48 МПа.
пр
29
Приведенный модуль деформации, учитывающий модуль деформации по ветви вторичного нагружения E
исходного грунта, равен:
ei
E
= = 79,2 МПа.
прв
С учетом полученных значений приведенного модуля деформации определяем осадку по
формуле (1.4):
s =
7813,42 + 3278,18 = 0,163 м.
Сравнивая значение осадки с предельно допустимым из табл. 1.1, видим, что условие выполняется
s = 16,3 см < s
= 18 см.
пред
Соседние файлы в предмете [НЕСОРТИРОВАННОЕ]