Сборник трудов конференции СПбГАСУ 2014 ч

Раздел 3. Аналитические и численные методы исследований оснований и фундаментов

Полученный положительный опыт усиления обделки тоннелей в нештатных ситуациях с применением современных материалов дает основание рекомендовать его в аналогичных ситуациях, используя разработанные методики расчета и конструктивно-технологические решения.

Литература

1.СП 52-104-2006. Сталефибробетонные конструкции. – М.: ФГУП «НИЦ «Строительство». 2007.

2.СП 63.13330.2012. Бетонные и железобетонные конструкции без предварительного напряжения арматуры. Актуализированная редакция СНиП 52-01-2003. – М.: ОАО «НИЦ «Строительство». 2012.

робетона для расчета тоннельных обделок. // Вестник МГСУ. №2, 2012. – С.189-197.

УДК 624.151.6

М.Г. Зерцалов, М.В. Никишкин (МГСУ, г. Москва),

Д.В. Устинов (ООО «НИЦ «Тоннельной ассоциации», г. Москва)

О РАБОТЕ СВАЙ-СТОЕК В СКАЛЬНЫХ ГРУНТАХ СРЕДНЕЙ КРЕПОСТИ

Встатье представлены результаты численного моделирования буронабивных свай

вскальных массивах средней крепости, устроенных таким образом, что приложенная к свае нагрузка воспринимается только скальным грунтом под её концом (свая-стойка). Проведённые исследования показывают, что, рекомендуемая строительными нормами методика расчёта свай-стоек на скальных грунтах не учитывает влияния ряда факторов, способных существенно изменить, как несущую способность, так и осадку сваи.

The paper presents the results of numerical modeling of piers in rock masses of middle strength. The shear resistance along the concreterock interface is not considered and applied load is transferred straight to the rock under the end of the pier. The results of the researches show that the method of calculation recommended by the building code does not take into consideration numbers of factors which can considerably change both bearing capacity and settlement of pier.

Используемая в настоящее время в отечественной практике при расчёте свай в скальных грунтах методика [3], не позволяет исследовать работу свай, у которых несущая способность и осадки определяются сопротивлением по боковой поверхности сваи. Однако, и при расчёте свай – стоек, результаты, полученные по указанной методике, вызывают вопросы, поскольку в ней не учитываются длина сваи и модуль деформации массива – факторы, оказывающие существенное влияние, как на несущую способность сваи, так и на

421

Современные геотехнологии в строительстве и их научно-техническое сопровождение

её осадки [1]. Принимая это во внимание, было выполнено численное моделирование работы двух свай – стоек: длинной (30 м) и короткой (5 м). Первая модель воспроизводила работу сваи, пересекающей толщу нескального грунта и опирающейся на коренную породу.

Исследовались буронабивные сваи в скальных массивах средней крепости при двух значениях показателя качества скального массива: RQD=45 % и RQD=75 %. При этом рассматривались два соотношения между модулями упругости бетона сваи и скальной отдельности: Еб/Еотд=0,5 и Еб/Еотд=2,0. Величина модуля деформации скального массива определяется, как модулем упругости скальной отдельности, так и показателем качества массива RQD. Исходя из этого, выполнялось четыре численных эксперимента. Для каждого численного эксперимента, при различных сочетаниях Еотд и RQD, были определены следующие значения модулей деформации скального массива [2]. Модули имели следующие значения: Еск = 1250 МПа, 3750 МПа, 5000 МПа и 15000 МПа. Для определения предельного состояния скального массива использовалась зависимость Кулона. Для параметра с (удельное сцепление) принимались следующие значения: с = 1,0 МПа, 1,3 МПа, 2,5 МПа и 3,9 МПа. Внутренний угол трения φ имел значения: φ = 350 и 40°. Предельное состояние массива определяло его несущую способность под нижним концом сваи qМАКС, которое определялось средним значением расчётных вертикальных напряжений σY в этом сечении.

Напряжённо-деформированное состояние системы свая –скальный массив определялось с использованием МКЭ. Расчётная схема представлена на рис.1.

Рис. 1. Расчетная схема испытаний

Численное моделирование позволили установить (рис. 2 и 3) предельные нагрузки на сваю, изменение осадок сваи в процессе эксперимента, а также несущую способность скального массива под сваей.

422

Раздел 3. Аналитические и численные методы исследований оснований и фундаментов

Рис. 2. График зависимости осадок от нагрузок для сваи длиной 5м

Рис.3. График зависимости осадок от нагрузок для сваи длиной 30 м

Результаты численных исследований показывают, что одним из важнейших факторов, влияющих на работу свай, является модуль деформации скального массива Еск. Возрастание его значений приводит к заметному увеличению предельных нагрузок на сваю, осадок головы сваи и несущей способности основания под сваей. Так для короткой сваи графики зависимости осадок сваи от приложенной к ней нагрузки (см. рис. 2) показывают, что при уменьшении отношения ЕБ/Еск в 13,3 раза (с 20 до 1,5) предельная нагрузка на сваю Q увеличилась в 3.3 раза, а соответствующие этой нагрузки осадки S – в 2,8 раза. При этом несущая способность массива возрастала в 3,4 раза.

423

Современные геотехнологии в строительстве и их научно-техническое сопровождение

Та же тенденция наблюдалась и в результатах исследований длинной

сваи.

Другим важным фактором, определяющим работу сваи в скальном массиве, является изменение отношения её длины к диаметру. С увеличением этого отношения возрастает предельная нагрузка на сваю Q. Вместе с тем, возрастание Q при увеличении длины сваи в различных расчётных случаях происходит неодинаково и зависит от значений модуля деформации скального массива.

Величина предельной нагрузки на сваю – стойку определялась несущей способностью скального массива под нижним концом сваи, которая с глубиной возрастает. Проведённые численные исследования это подтвердили, показав увеличение несущей способности скального массива qMAKC с увеличением длины сваи (см. рис. 2 и 3). Для всех исследованных случаев (Еск = 1250 МПа, 3750 МПа, 5000 МПа и 15000 МПа) были определены значения несущей способности скального массива qMAKC. Для короткой сваи они соответственно

составили: qMAKC = 2,4 МПа; 2,8 МПа; 3,4 МПа; 8,1 МПа. В случае длинной сваи значения qMAKC увеличились и составили: qMAKC = 4,8 МПа; 5,2 МПа, 6,2 МПа и 10,9 МПа. Вместе с тем с увеличением модуля деформации скаль-

ного массива влияние глубины заделки сваи на величину q макс уменьшалось. Так, если при модуле массива Еск = 1250 МПа несущая способность ос-

нования под сваей qMAKC при увеличении её длины возросла в 2,02 раза, то в остальных расчётных случаях при Еск = 3750 МПа, 5000 МПа и 15000 МПа

возрастание qмакс соответственно увеличилось в: 1,86; 1,57 и 1,34 раза. Полученные расчётным путём значения несущей способности скального

массива под сваей сравнивались со значениями, подсчитанными по методикам, приведённым в СП 24.13330.2011 "Свайные фундаменты" и в работе [2].

В СП 24.13330.2011 несущую способность сваи – стойки определяется

где c – коэффициент условий работы сваи в грунте, A – площадь, через ко-

торую предаётся давление на грунт от сваи, Rm – расчетное сопротивление скального массива, определяемое с помощью выражения:

Rm = Rc×Ks , (2)

где Rс – нормативное значение предела прочности на одноосное сжатие ненарушенного скального грунта в водонасыщенном состоянии (в статье обозначается как qMAKS – несущая способность скального массива), Ks – коэффициент снижения прочности, определяемый величиной показателя качества скального массива RQD.

Как уже указывалось выше, результаты исследований также сопоставлялись с результатами, посчитанными по методике расчёта несущей способности скального массива под сваей – стойкой, используемой американской ассоциации дорожного и транспортного строительства (AASHTO) при со-

424

Раздел 3. Аналитические и численные методы исследований оснований и фундаментов

оружении дорожных мостов [2]. В соответствие с этой методикой несущая способность скального массива qмакс определяется следующим образом:

здесь mb и s – коэффициенты, зависящие от показателя качества массива (RQD) и типа грунта, c – предел прочности скальной отдельности на

одноосное сжатие, qS – давление в уровне основания сваи от вышележащей толщи массива (рис. 4)

полученные по методике американской ассоциации дорожного и транспортного строительства [2], а величины qмакс, посчитанные по результатам выполненных исследований для пятиметровой сваи, в 1,58–5,3 раза.

С результатами исследований тридцатиметровой сваи сравнений не проводилось, поскольку, предложенная в СП методика длину сваи не учитывает. Тем не менее, можно отметить, что, несмотря на возрастание несущей способности скального основания с увеличением глубины заложения подош-

вы сваи, и в этом случае величины qмакс, посчитанные по методике СП, превышают величины, полученные в исследованиях.

Анализируя значения qмакс,, подсчитанные для свай – стоек длиной 5м и 30м по методике американской ассоциации дорожного и транспортного строительства, следует отметить, что они подсчитываются, как средние, для категории скальных массивов в диапазоне изменения показателя качества RQD от 45% до 75%. Хорошо корреспондируясь с осреднёнными результатами численных исследований (различие 5–10 %), они отличаются от резуль-

425

Современные геотехнологии в строительстве и их научно-техническое сопровождение

татов численного моделирования, полученных для крайних значений RQD, в среднем в 1,6 раза (табл. 1).

Таблица 1

Сопоставление результатов полученных по различным методикам

Это лишний раз подтверждает, отмечаемый рядом исследователей факт, что модуль деформации скального массива в основном определяется степенью его трещиноватости и свойствами трещин, а деформационные свойства, слагающих массив скальных грунтов, играют гораздо меньшую роль.

В заключение можно отметить, что результаты проведённых численных экспериментов, а также обзор, имеющихся в этой области исследований, показали, что работа свай – стоек в скальных грунтах в настоящее время в нашей стране изучена недостаточно. Выше уже указывалось, что рекомендуемая в СП 24.13330.2011 методика не учитывает такие факторы, как модуль деформации скального массива и длину сваи, оказывающие существенное влияние на её работу в скальных грунтах.

И хотя в методике учитывается влияние трещиноватости массива на его несущую способность, при расчёте, действующей на сваю – стойку предельной нагрузки, методика даёт существенно завышенные результаты. Кроме того, она не позволяет определить, возникающие при этом осадки.

Всё, изложенное выше, позволяет сделать вывод о необходимости продолжения исследований работы свай в скальных грунтах с целью разработки более совершенных методов расчёта.

426

Раздел 3. Аналитические и численные методы исследований оснований и фундаментов

Литература

1.Зерцалов М.Г. Механика грунтов (Введение в механику скальных грунтов) // Учебное издание. – М.: Ассоциация строительных вузов, 2006 г.

2.Lianyang Zhang. Drilled Shafts In Rock, Analysis and Design // A.A.Balkema Publishers, a member of Taylor & Francis Group plc., 2005

3.СП 24.13330.2011 «Свайные фундаменты»

УДК 624.152.63:624.152.635

К.В. Востриков, В.Ф. Скоркин

(НИЛ «Геология, основания и фундаменты» ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный университет путей сообщения», г. Новосибирск)

К ВОПРОСУ РАСЧЕТА ПАРАМЕТРОВ НАГЕЛЬНОГО КРЕПЛЕНИЯ БОРТОВ КОТЛОВАНОВ

На сегодняшний день в крупных городах России ведется активное строительство зданий и сооружений в городской черте. Плотная застройка предопределяет невозможность создания у строящегося здания достаточного количества парковочных мест, в связи с чем, возникает необходимость устройства значительной по глубине подземной автостоянки. Для современных зданий, имеющих развитую подземную часть, стоимость работ нулевого цикла может составлять до 20 % общей стоимости строительства сооружения, при этом одной из главных причин увеличения стоимости работ нулевого цикла является устройство ограждения (крепления бортов) котлованов.

На сегодняшний день для временного и постоянного крепления бортов котлованов и крутонаклонных грунтовых откосов применяются различные конструкции. В зависимости от типа грунтов, уровня грунтовых вод, глубины котлована и стесненности территории подбираются различные виды конструкций крепления, в число которых входит устройство закладных креплений, анкерных или подкосных креплений, шпунтовых ограждений, ограждений из буровых свай (секущихся, касательных), с применением опускных колодцев, «стена в грунте», ограждение из стальных элементов с забиркой, буросмесительная технология создания ограждений котлованов, крепление откосов грунтовыми нагелями, комбинированное свайно-нагельное ограждение и т. п.

Анализ указанных способов обеспечения устойчивости бортов котлована показал, что наиболее дешевыми из них являются устройство естественных откосов и армогрунтовых конструкций. Недостатком первого способа является необходимость значительного развития котлована в стороны от контуров фундаментной части, что зачастую невозможно в условиях плотной городской застройки ввиду наличия близкорасположенных зданий и соору-

427

Современные геотехнологии в строительстве и их научно-техническое сопровождение

жений. Оптимальным, в таких случаях, является устройство крутонаклонных, либо вертикальных армированных откосов.

На сегодняшний день для армирования грунтовых откосов применяются различные методы, одним из которых является применение грунтовых нагелей. Согласно СТО НОСТРОЙ 109-2013 [1], грунтовый нагель представляет собой горизонтальный или наклонный армирующий элемент или буроинъекционную микросваю, закрепляемые без предварительного натяжения в грунтовом откосе или стене котлована по мере его разработки. В зарубежных научных источниках под нагелем зачастую понимается микросвая диаметром Ø100-150 мм [2, 3]. Отличительной чертой нагелей от схожих по конструктивным особенностям анкеров является способ совместной работы основания и элемента крепления, при котором отсутствует передача выдергивающей нагрузки от закрепляемой призмы обрушения в границах зоны заделки, а происходит связывание грунтового массива по всей своей длине (происходит образование так называемой армогрунтовой подпорной стенки).

СТО НОСТРОЙ 109–2013 рекомендует применение указанного типа крепления выполнять в пылевато-глинистых связных грунтах (супеси, суглинки, глины) твердой, полутвердой и тугопластичной консистенции (IL ≤ 0,50), за исключением просадочных и набухающих, а также в искусственно уплотненных в природном залегании грунтах, способных удерживать на период возведения защитного покрытия откос заданной крутизны, высотой не менее расчетного шага нагелей по вертикали. Максимальная глубина котлована, при которой возможно применение указанного метода, составляет 15 м и так же зависит от грунтовых условий.

Плюсы применения данного метода заключаются в отсутствии необходимости применения какой-либо предварительной подготовки нагелей, в том числе антикоррозийной (в связи с временным характером сооружения).

Внормах указывается, что применение нагельной крепи возможно

вкомбинации с другими типами ограждающих конструкций (рис. 1).

Рис. 1. Варианты комбинации нагельного крепления [1]:

а– нагели + заанкеренное ограждение; б – нагели + консольная стенка;

в– нагели + естественный откос

Однако опыт применения нагельного крепления показал, что возможен еще один вариант комбинирования, при котором в качестве вертикального несущего и ограждающего элемента используется прокатный профиль (труба, двутавр), либо железобетонные сваи, а забитые по мере разработки между

428

длина нагелей в зависимости от глубины котлована: (0,4÷0,8)·Нк;

расстояние между ярусами, шаг нагелей в ярусе: 0,5÷1,5 м;

угол наклона нагелей к горизонту: 0÷30º;

диаметр скважины для буроинъекционных нагелей: 60÷170 мм;

угол откоса котлована от вертикали: 0÷20 º.

Вряде зарубежных источников [2, 3] приводятся практически аналогичные параметры, рекомендуемые для устройства нагельного крепления.

Аналогичная ситуация складывается и с ранее выпущенными документами [4] и [5], в которых представлена лишь методика выполнения расчетов по I группе предельных состояний из условия обеспечения устойчивости армогрунтовой стены против сдвига по подошве и опрокидывания относительно точки пересечения поверхности откоса с уровнем дна котлована (рис. 3).

Вэтой связи остается открытым вопрос подбора шага расстановки нагелей в горизонтальном и вертикальном направлениях, выбор их угла наклона к горизонтальной плоскости.

429

Современные геотехнологии в строительстве и их научно-техническое сопровождение

Решением данного вопроса, в связи с широким распространением пригодных для нагельного крепления грунтовых условий в г. Новосибирске, активно занимались сотрудники СГУПС. Так, в работе Ю.В. Савельева [6] представлена методика расчета длины и шага нагелей в зависимости от «фиктивного» сцепления (в явном виде удельное сцепление грунта в указанной методике не фигурирует). Опыт использования описанной методики расчета показал, что при незначительной глубине котлована она дает существенное завышение длины нагелей.

В работе [7] предложено несколько методик подбора вертикального шага нагелей, основанных на предположениях:

образования поверхности обрушения грунтового откоса, соединяющей конец предыдущего и начало последующего стержня;

восприятия каждым нагельным стержнем по высоте части активного давления;

расчет устойчивости откосов по методу кругоциллиндрической поверхности скольжения с анкеровкой нагелей в несмещаемую часть грунтового массива.

Перечисленные методики предложены в предположении горизонтального расположения нагелей и при проектировании наклонных нагельных систем их использование будет идти в запас прочности.

430