функцією залежно від тривалості відпочинку t та його оптимального значення T:

де γ – параметр функції, γ=4,6.

Для віброзанурених паль значення відношення P 0 /P(T) значно нижче, ніж для забивних чи вдавлених, що можна пояснити більш сильним руйнуванням ґрунтових зв’язків у зоні впливу фундаменту при їх віброзануренні, ніж при ударному чи статичному впливові на ґрунт. Одночасно процес відновлення ґрунтових зв’язків і зростання несучої здатності віброзанурених паль значно більш триваліший, ніж для забивних й удавлених. Тому для визначення несучої здатності фундаментів, улаштованих шляхом вібраційного впливу на ґрунт, необхідно два статичних випробування їх із часом “відпочинку” ti=t1 та t2, де t2>t1, а t1>1 доби. Несуча здатність цих фундаментів у будь-який момент t “відпочинку” (t>ti) дорівнює:

де P1 і P2 – несуча здатність фундаменту відповідно в момент часу t1 та t2.

Відносна похибка розглянутих методів – 10%. Таким чином, урахування закономірностей зростання несучої здатності фундаментів, які виготовляють без виймання ґрунту і які влаштовані у глинистих ґрунтах, у процесі їх відпочинку дає змогу підвищити проектне навантаження на них порівняно з методикою ДСТУ Б В.2.1-2-95 до 20-25% для вдавлених паль, до 40-45% для забивних пірамідальних паль та блоків, набивних паль у пробитих свердловинах, фундаментів у витрамбуваних котлованах і більше від 45% для віброзанурених пірамідальних паль, а також скоротити до одного тижня часовий розрив між улаштуванням дослідних фундаментів та наступними роботами нульового циклу.

14.4. ОСОБЛИВОСТІ МАТЕМАТИЧНОГО МОДЕЛЮВАННЯ НАПРУЖЕНО-ДЕФОРМОВАНОГО СТАНУ ОСНОВ ПРИ ВЛАШТУВАННІ І РОБОТІ ФУНДАМЕНТІВ, ЯКІ ВИГОТОВЛЯЮТЬСЯ БЕЗ ВИЙМАННЯ ҐРУНТУ

Для числового моделювання НДС основ та фундаментів, що виготовляються без виймання ґрунту, використовують рішення вісесиметричної пружно-пластичної задачі МКЕ у фізично й геометрично нелінійній постановці, зокрема програмний модуль “PRIZ-Pile” для ПЕОМ, про який ішла мова в п. 10.5. У його межах проектувальник має змогу МКЕ моделювати: 1) різноманітні за геометрією, схемою витиснення ґрунту, характером і швидкістю передачі на нього тиску процеси влаштування фундаментів й основ з ущільненням ґрунту, результатом чого є НДС масиву та наведені значення фізико-механічних характеристик ґрунтів; 2) подальшу роботу цих основ і фундаментів.

За загальною розрахунковою схемою МКЕ роботи (ущільнення) ґрунту при створенні фундаменту або штучної основи методи ущільнення можна поділити на три класи, що вміщені в таблиці 14.3.

Для класу 1 “Робота (ущільнення) ґрунту без можливості його бічного витиснення з- під робочого органа чи фундаменту” (умовно – “компресійна задача”) характерні переміщення й ущільнення ґрунту лише в одному напрямку, формування наведеної анізотропії лише за цим напрямом, відсутність у масиві зон розущільнення. Зокрема, до цього класу можна віднести намивні та насипні масиви, тривало обтиснуті основи під фундаментами будівель, поверхнево ущільнені основи, ґрунтові подушки тощо. Створення основ класу 1 програмний модуль моделює завданням лише вимушених вертикальних переміщень вузлових точок верхньої межі розрахункової області.

Клас 2 “Робота ґрунту з обмеженою можливістю його бічного витиснення з-під робо-

чого органа чи фундаменту” (“задача про занурення жорсткого плоского штампу”) харак-

392

теризують переміщення й ущільнення ґрунту переважно в пріоритетному напрямку, формування за ним наведеної анізотропії, можливість утворення в масиві зон розущільнення (випирання) безпосередньо за межею фундаменту (штампа, органа). До цього класу, наприклад, належать глибинно ущільнені основи, армовані вертикальними ґрунтовими палями масиви. Для основ класу 2 вимушені переміщення задають теж в одному напрямі, але виникає й в и- тиснення частини його в інших.

Таблиця 14.3. Загальні розрахункові схеми роботи (ущільнення) ґрунту при створенні та

навантаженні фундаментів, паль чи штучних основ

1

393

-значення природної щільності сухого ґрунту суттєво не впливає на точність числового моделювання;

-при відносно невеликих значеннях (100-300 мм) зниження поверхні ґрунту від трамбування (при моделюванні їм відповідають задані вимушені вертикальні переміщення вузлових точок верхньої межі розрахункової області) звичайно в зоні, безпосередньо розташованій під підошвою трамбівки, щільність сухого ґрунту за даними натурного експерименту дещо (частіше до 4-5 %) перевищує її значення за моделюванням. Глибше межі зони достатнього ущільнення їх величини практично однакові, а потім змодельовані значення щільності можуть на 1-2 % перевищувати результати натурних досліджень;

-із збільшенням величини зниження поверхні ґрунту від трамбування (наприклад, до 1000 мм, як на рис. 14.27) значення щільності сухого ґрунту за даними натурного та числового експерименту в зоні достатнього ущільнення під підошвою трамбівки стають досить близькими між собою;

-за межею сліду від трамбівки змодельовані значення щільності ґрунту звичайно дещо перевищують дані натурного експерименту.

Так, приклад деформованої схеми тришарової основи палі С-9-30 наведено на рис. 14.28. Розміри КЕ на ній від 0,15×0,30 до 0,3×0,6 м.

Вплив початкового стану ґрунту на параметри його ущільнення навколо паль розглянуто на рис. 14.29 для забивної призматичної палі поперечним перерізом 30×30 см. Масив складено твердим і напівтвердим суглинком із щільністю сухого ґрунту ρd=1,33; 1,44 та

394

1,52 г/см3 (дослідні дані Ю. М. Козакова).

Із рис. 14.29 видно, що результати моделювання досить близькі до експериментальних даних. Зокрема, радіус зони достатнього ущільнення rs при ρd=1,60 г/см3 для вищенаведених природних станів ґрунту відповідно складає: 0,38 м за моделюванням (0,36 м за експериментом); 0,49 м (0,61 м); 0,78 м (0,77 м). Значення rs при ρd=1,55 г/см3 відповідно становлять: 0,41 м (0,43 м); 0,57 м (0,69 м); 1,14 м (1,15 м). Близькі між собою й експериментальні та змодельовані розміри зон поширення ущільнення, що відповідають збільшенню природних значень ρd на 0,02 г/см3. Таке ущільнення викликається горизонтальним зміщенням центра ваги відповідного КЕ близько 2 см.

Як за моделюванням, так і за натурними даними із збільшенням природного значення ρd величина rs криволінійно зростає до асимптот, які відповідають ρd=1,60 та 1,55 г/см3.

Вплив способу влаштування палі на значення деформаційних характеристик ґрунту ущільненої зони показано на рис. 14.30 для набивних паль діаметром 425 мм, зведених методом гвинтового продавлювання (дослідні дані професора В. І. Фекліна) та пробиванням свердловин циліндричною трамбівкою (дані ПолтНТУ). Масиви складено напівтвердим суглинком із природною щільністю сухого ґрунту ρd≈1,40 г/см3 і компресійним модулем

395

397

0,00

0,50

На глибині 4,00 м

1,60

1,75

Рис. 14.34. Порівняння зміни щільності сухого ґрунтуρ d навколо фундаменту

у витрамбуваному котловані за даними експерименту та моделювання

деформації E=3 МПа. Для моделювання ущільнення ґрунту навколо пробитих свердловин використовувалися дані більш “швидких” компресійних випробувань, ніж для продавлених свердловин. У результаті отримано більш інтенсивне зростання значень модуля деформації при наближенні до бічної поверхні пробитої свердловини – у 6,3 разу (в експерименті 5,5 разу), ніж до продавленої – 4 рази (в експерименті 3,3). Певне перебільшення (до 20%) змоде-

398