Методические рекомендации по проектированию и расчету подпорных стен из буронабивных свай

(одобрены Протоколом Минмонтажспецстроя СССР от 24.02.1984 № 1)

Одобрены Протоколом Научно-технического совета НИОС ВНИИГС Минмонтажспецстроя СССР от 24 февраля 1984 г. № 1

МЕТОДИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ

ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ И РАСЧЕТУ ПОДПОРНЫХ СТЕН ИЗ БУРОНАБИВНЫХ СВАЙ

Даны рекомендации по проектированию и устройству подпорных стен из буронабивных свай. Разработаны в развитие главы СНиП по проектированию свайных фундаментов.

Предназначены для проектных и строительно-монтажных организаций.

Разработали кандидат технических наук О.В. Карасев и инженер С.Ф. Бенда.

Отзывы направлять по адресу: 252680, г. Киев-148, ул. Семьи Сосниных, 7-а, Киевский Отдел ВНИИГС.

1. Общие положения

1.1. Требования Рекомендаций должны соблюдаться при проектировании и устройстве отдельно стоящих подпорных стен из вертикальных буронабивных свай для промышленного, жилищно-гражданского и сельского строительства.

Примечание. Настоящие требования не распространяются на проектирование и устройство подпорных стен в набухающих и вечномерзлых грунтах, на подрабатываемых и карстовых территориях.

1.2. При проектировании и устройстве подпорных стен из буронабивных свай следует руководствоваться также соответствующими требованиями глав СНиП: по проектированию оснований зданий и сооружений; свайных фундаментов; сооружений промышленных предприятий; бетонных и железобетонных конструкций; правилами производства и приемки работ по устройству оснований фундаментов; бетонных, железобетонных монолитных конструкций.

1.3. Подпорные стены, предназначенные для эксплуатации в условиях агрессивной среды, следует проектировать с учетом дополнительных требований, предъявляемых главой СНиП по защите строительных конструкций от коррозии.

1.4. Местоположение подпорной стены и ее конструкция устанавливаются в проекте на основании технико-экономического сравнения вариантов.

1.5. Подпорные стены, сооружаемые в населенных пунктах, следует проектировать с учетом архитектурных особенностей этих пунктов.

2. КОНСТРУКТИВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ

2.1. Подпорные стены в зависимости от инженерно-геологических условий и величины действующих нагрузок проектируются с однорядным или многорядным расположением свай одного диаметра и длины. В плане сваи располагают рядами или в шахматном порядке /рис. 1/.

Рис. 1. Конструктивные схемы подпорных стен из буронабивных свай

а — при однорядном расположении свай; б — при многорядном расположении свай 1 — буронабивная свая; 2 — ростверк; 3 — облицовка наружной поверхности; 4 — лоток

Диаметр ствола свай следует принимать не менее 0,4 м.

2.2. Головы свай объединяются монолитным железобетонным ленточным ростверком. Сопряжение ростверка со сваями принимается жестким. Допускается при однорядном расположении свай в подпорной стене шарнирное сопряжение.

Свес ростверка принимается не менее 100 мм, а минимальная высота ростверка — 200 мм.

2.3. При многорядном расположении свай в подпорной стене высота ростверка hр, м, должна назначаться такой, чтобы обеспечивалось условие:

h_{p} \geq \frac{a}{4} , (1)

где a — расстояние между осями крайних свай в плоскости действия нагрузки, м.

2.4 Расстояние в свету между сваями назначается в зависимости

а) способа производства работ:

в грунтах, позволяющих бурить скважины без крепления стенок или с применением извлекаемых обсадных труб — не менее 400 мм;

в грунтах, бурение скважин в которых производится под глинистым раствором или под водой, — не менее 700 мм.

б) условия непродавливания грунта между сваями:

b \leq 5,14 \frac{C_{1} \cdot l_{o} \cdot d}{E_{a}} , (2)

где b — расстояние в свету между сваями в ряду, м;

C1 — расчетное значение сцепления грунта, кН/м2;

lо — высота отрывки, м;

d — диаметр сваи, м;

Eа — значение активного давления грунта, кН/м.

При многорядном расположении свай в подпорной стене расстояние в свету между рядами свай, Lр, м, принимается не более 3d <*>.

<*> Увеличение Lр свыше 3d не улучшает работу подпорной стены из буронабивных свай на горизонтальную нагрузку.

2.5. Сваи армируются на всю длину ствола пространственными каркасами, круглыми в плане. Каркас должен иметь достаточную жесткость, обеспечивающую его геометрическую неизменяемость при транспортировке и установке в скважину.

2.6. При однорядном расположении свай в подпорной стене допускается устанавливать рабочую продольную арматуру только в растянутой зоне или в растянутой и в сжатой зонах при соответствующем контроле за расположением продольной арматуры в поперечном сечении сваи в процессе производства работ.

2.7. При многорядном расположении свай в подпорной стене армирование производится каркасами с равномерным расположением продольной арматуры по периметру сечения сваи.

2.8 Расстояние между поперечной арматурой принимается:

при диаметре ствола сваи d <= 450 мм — не более d/2 и не более 200 мм;

при диаметре ствола сваи d > 450 мм — не более d/3 и не более 500 мм.

2.9. Для продольной рабочей арматуры толщина защитного слоя должна составлять не менее 50 мм.

Минимальное расстояние в свету между стержнями продольной арматуры — 50 мм. Количество стержней продольной арматуры в поперечном сечении принимается не менее 6 шт. Расстояние между стержнями продольной арматуры должно быть не более 400 мм.

2.10. Проектные марки бетона по морозостойкости и водонепроницаемости для элементов подпорных стен, постоянно подвергающихся атмосферным воздействиям, следует принимать в соответствии с требованиями главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.

2.11. Наружная облицовка подпорной стены производится монолитным или сборным железобетоном, природным камнем, декоративными материалами и др. Зазор между конструкциями подпорной стены и облицовкой замывается цементным раствором марки 10-25.

2.12. Облицовка подпорной стены, обращенная в сторону грунта, защищается гидроизоляцией. При отсутствии агрессивной среды допускается применение обмазочной гидроизоляции — горячим битумом в два слоя.

2.13. За подпорной стеной следует предусматривать водоотводные лотки или продольный дренаж из камня, щебня или гравия с продольным уклоном не менее 0,04. В основании дренажа следует устраивать подготовку из слоя жирной глины. В теле подпорной стены не реже, чем через 3 м по длине, предусматриваются отверстия или трубки для выпуска воды из дренажа.

2.14. Подпорные стены у сооружений и террас, по которым возможно движение пешеходов, должны иметь ограждение высотой не менее 1 м.

3. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ РАСЧЕТА ПОДПОРНЫХ СТЕН ИЗ БУРОНАБИВНЫХ СВАЙ

3.1. Расчет подпорных стен из буронабивных свай и их оснований производится по двум группам предельных состояний:

а) по первой группе:

по прочности ствола буронабивных свай и ростверков (п. 3.2);

по несущей способности грунта оснований буронабивных свай (п. 5);

по устойчивости оснований буронабивных свай, воспринимающих горизонтальные нагрузки (п.п. 3.4., 4.2 и 4.9).

б) по второй группе:

по перемещениям свай (горизонтальным \Delta_{\text{г}} и углам поворота головы свай \psi ) совместно с грунтом оснований от действия горизонтальных нагрузок и моментов (п. 4);

по образованию и раскрытию трещин в элементах железобетонных конструкций подпорных стен (п. 3.3).

3.2. Расчет по прочности ствола буронабивной сваи и ростверка производится согласно требованиям главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.

Продольное армирование ствола буронабивных свай при действии горизонтальных сил и моментов осуществляется в соответствии с расчетом по прочности изгибаемых элементов круглого сечения (п. 6) с учетом распределения изгибающего момента по длине ствола сваи.

3.3. Расчет ствола буронабивной сваи и ростверка по образованию и раскрытию трещин выполняется в соответствии с требованиями главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.

При многорядной подпорной стене расчет проводится с учетом и без учета перераспределения изгибающих моментов в различных сечениях конструкций стены (п.п. 4.9 и 4.10).

Примечания: 1. При расчете по прочности ствола сваи на действие поперечной силы, по образованию трещин круглое сечение допускается заменять равновеликим прямоугольником со сторонами: b = 1,77·R; h0 = 1,77·R — a; где R — радиус поперечного сечения ствола сваи, см.

2. При заложении ниже поверхности отрывки практически несжимаемых грунтов сваи рассчитываются на срез на максимальную силу, действующую в поперечном сечении сваи.

3.4. Подпорные стены с высотой подпора грунта более 8 м при нагрузках на поверхности земли свыше 1 МПа, а также расположенных на косогорах или вблизи крутопадающего слоя грунта, следует проверять на устойчивость, исходя из возможности образования круглоцилиндрической или другой, более неблагоприятной, поверхности скольжения.

3.5. Подпорные стены рассчитываются на активное давление грунта, определяемое с учетом нагрузок, расположенных на поверхности грунта в пределах призмы обрушения. Трение грунта на боковой поверхности сваи не учитывается.

3.6. Для криволинейных в плане подпорных стен боковое давление грунта следует определять на плоскую поверхность, проходящую параллельно хорде дуги криволинейного участка.

3.7. При разнородных грунтах по высоте отрывки активное давление вычисляется для отдельных участков, имеющих одинаковые физико-механические характеристики грунтов.

3.8. Нагрузки и воздействия, учитываемые в расчетах подпорных стен, должны определяться по главам СНиП: нагрузки и воздействия; основные положения проектирования строительных конструкций и оснований; проектирование свайных фундаментов.

4. РАСЧЕТ ПОДПОРНЫХ СТЕН ИЗ БУРОНАБИВНЫХ СВАЙ НА ГОРИЗОНТАЛЬНЫЕ И МОМЕНТНЫЕ НАГРУЗКИ

4.1. Расчет подпорных стен из буронабивных свай выполняется как плоской системы. Нагрузки, действующие на стену и на поверхность грунта, приводятся к рассматриваемому ряду свай при многорядном их расположении или к одиночной свае при однорядном их расположении.

4.2. Расчет буронабивных свай при однорядном их расположении в подпорной стене на горизонтальные и моментные нагрузки производится в соответствии с требованиями глав СНиП по проектированию свайных фундаментов (рис. 2) с учетом следующих дополнительных требований:

• значение коэффициента пропорциональности K, кН/м4, принимается в зависимости от вида грунта, окружающего сваю ниже поверхности отрывки, по табл. 1;
• условная ширина сваи Bс, м, принимается не более расстояния между осями свай;
• расчет устойчивости основания, окружающего сваю, производится при значении произведения коэффициентов \eta_{1} \cdot \eta_{2} = 0,8
• расчетные величины горизонтального перемещения головы сваи, \Delta_{\text{г}} , м, и угла ее поворота \psi , рад, следует определять по формулам:

\Delta_{\text{г}} = y_{o} + \psi_{o} \cdot l_{o} + (11q_{1} + 4q_{2}) \frac{l_{o}^{4}}{120 \cdot E_{\text{б}}I} , (3)

\psi = \psi_{0} + \frac{(3q_{1} + q_{2}) \cdot l_{o}^{3}}{2} , (4)

где yо и \psi_{o} — расчетные величины соответственно горизонтального перемещения сваи, м, и угла ее поворота, рад, в уровне поверхности отрывки;

lо — величина отрывки сваи, м;

q₁ и q₂ - распределенная нагрузка от давления грунта, кН/м;

E_{\text{б}} — начальный модуль упругости бетона ствола сваи при сжатии, кН/м2, принимаемый по табл. 18 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций;

I — момент инерции поперечного сечения ствола сваи, м4.

Рис. 2. Схема к расчету свай при однорядном их расположении в подпорной стене

Таблица 1

Значение коэффициента пропорциональности K, кН/м4

Примечания: 1. Для плотных песков коэффициент K увеличивается на 30%.

2. Почвенный слой и насыпные грунты с остатками органических включений и строительного мусора в расчетах не учитываются.

3. Значение коэффициента K для рыхлых песков должно определяться на основе специальных исследований.

4. Для песка гравелистого и гравийного грунта, глинистого грунта твердой консистенции значение коэффициента пропорциональности принимается по табл. 1 приложения к главе СНиП по проектированию свайных фундаментов или по данным натурных испытаний опытных свай (п. 5).

4.3. При многорядном расположении свай в подпорной стене, головы которых объединены монолитным жестким железобетонным ростверком, нагрузки прикладываются к наружному ряду свай, расположенных со стороны массива грунта в пределах их свободной длины, и к подошве ростверка (рис. 3).

Рис. 3. Схема к расчету подпорной стены при многорядном расположении свай

Расчетная величина горизонтального перемещения свай в уровне подошвы ростверка, \Delta_{\text{г}} , м, определяется по формуле:

\Delta_{\text{г}} = 1,2(\Delta_{\text{г}}^{\text{в}} - \Delta_{\text{г}}^{R}) , (5)

где \Delta_{\text{г}}^{\text{в}} и \Delta_{\text{г}}^{R} — перемещения свай 1 ряда в уровне подошвы ростверка (рис. 4) соответственно от внешних нагрузок и реакции остальных рядов свай, м, которые определяются по формулам:

\Delta_{\text{г}}^{\text{в}} = y_{o}^{\text{в}} + \psi_{o} \cdot l_{o} + \frac{H \cdot l_{o}^{3}}{3E_{\text{б}}I} + \frac{H_{1} \cdot t_{1} \cdot (3l_{o} - t_{1})}{6E_{\text{б}}I} + \frac{(11q_{1} + 4q_{2})l_{o}^{4}}{120E_{\text{б}}I} + \frac{M_{\text{з}}^{\text{в}} \cdot l_{o}^{2}}{2E_{\text{б}}I} ; (6)

\Delta_{\text{г}}^{R} = y_{o}^{R} + \psi_{o}^{R} \cdot l_{o} + \frac{H_{R} \cdot l_{o}^{3}}{3E_{\text{б}}I} + \frac{M_{\text{з}}^{R} \cdot l_{o}^{2}}{2E_{\text{б}}I} , (7)

где H = \frac{Q}{n} ;

Q — расчетное значение поперечной силы, приложенной к ростверку, кН;

n — количество рядов свай;

H1, q1 и q2 — соответственно расчетные значения поперечной силы, кН, и распределенной нагрузки от давления грунта, кН/м;

lо — длина участка сваи, равная расстоянию от подошвы ростверка до поверхности отрывки грунта, м;

t1 — расстояние от уровня приложения силы H1 до поверхности отрывки грунта, м;

HR — расчетное значение горизонтальной составляющей реакции рядов, кН, к которым не приложена внешняя нагрузка, на 1-ый ряд свай определяется по формулам (18) и (21);

M_{\text{з}}^{\text{в}} и M_{\text{з}}^{R} — расчетные моменты заделки свай 1-го ряда в ростверке от внешних сил и реакции остальных рядов свай, кН·м; определяются из уравнений (12), (17) и по формуле (20);

y_{o}^{\text{в}} , \psi_{o}^{\text{в}} , y_{o}^{R} и \psi_{o}^{R} — соответственно горизонтальные перемещения, м, и углы поворота поперечного сечения сваи 1-го ряда в уровне поверхности отрывки грунта, рад, от внешней нагрузки и от реакции остальных рядов свай определяются по формулам (8), (9), (13) и (14)

y_{o}^{\text{в}} = H_{o}^{\text{в}} \cdot \delta_{\text{нн}} + M_{o}^{\text{в}} \cdot \delta_{\text{нм}} ; (8)

\psi_{o}^{\text{в}} = H_{o}^{\text{в}} \cdot \delta_{\text{мн}} + M_{o}^{\text{в}} \cdot \delta_{\text{мм}} , (9)

где \text{Н}_{o}^{\text{в}} и \text{М}_{o}^{\text{в}} — расчетные значения соответственно поперечной силы, кН, и изгибающего момента, кН·м, в сечении 1-го ряда сваи в уровне отрывки грунта от внешних нагрузок, принимаемые равными

\text{Н}_{o}^{\text{в}} = \text{Н } + \text{Н}_{1} + \frac{(q_{1} + q_{2}) \cdot l_{o}}{2} ; (10)

M_{o}^{\text{в}} = \text{Н } \cdot l_{o} + \text{Н}_{1} \cdot t_{1} + (2q_{1} + q_{2}) \frac{l_{o}^{2}}{6} + M_{\text{з}}^{\text{в}} ; (11)

\delta_{\text{нн}} , \delta_{\text{нм}} , \delta_{\text{мн}} , \delta_{\text{мм}} — соответственно горизонтальное перемещение сечения, м/кН, от силы \text{Н}_{o}^{\text{в}} = 1 ; 1/кН, от момента \text{М}_{o}^{\text{в}} = 1 ; угол поворота сечения, 1/кН от силы \text{Н}_{o}^{\text{в}} = 1 ; 1/кН·м от момента \text{М}_{o}^{\text{в}} = 1 ; вычисляются по формулам (11), (12), (13) приложения к главе СНиП по проектированию свайных фундаментов.

Примечание. В настоящих рекомендациях считаются положительными изгибающий момент, поперечная сила и горизонтальные смещения, если они направлены соответственно по часовой стрелке и вправо.

Рис. 4. Схемы нагрузок на первый ряд свай

а — от внешних нагрузок; б — от реакций остальных рядов свай

Расчетный момент заделки сваи в ростверк \text{М}_{\text{з}}^{\text{в}} , кН·м, от внешних сил определяется из уравнения:

\frac{H \cdot l_{o}^{2}}{2E_{\text{б}}I} + \frac{H_{1} \cdot t_{1}}{2E_{\text{б}}I} + \frac{(3q_{1} + q_{2})l_{o}^{3}}{24E_{\text{б}}I} + \frac{M_{o}^{\text{в}} \cdot l_{o}}{E_{\text{б}}I} + H_{o}\delta_{\text{мн}} + M_{o}^{\text{в}} \cdot \delta_{\text{мм}} = 0 (12)

4.4. Горизонтальное перемещение y_{o}^{R} , м, и угол поворота сечения сваи 1-го ряда \psi_{o}^{R} , рад, от реакции остальных рядов свай в плоскости действия нагрузки определяются по формулам:

y_{o}^{R} = f \cdot y_{o}^{1} , (13)

\psi_{o}^{R} = f \cdot \psi_{o}^{1} , (14)

где y_{o}^{1} и \psi_{o}^{1} — соответственно горизонтальное перемещение, м, и угол поворота сечения сваи, рад, в уровне поверхности отрывки грунта от силы HR = 1 кН; определяются по формулам:

y_{o}^{1} = 1 \cdot \delta_{\text{нн}} + (1 \cdot l_{o} + M_{\text{з}}^{1}) \cdot \delta_{\text{нм}} ; (15)

\psi_{o}^{1} = 1 \cdot \delta_{\text{мн}} + (1 \cdot l_{o} + M_{\text{з}}^{1}) \cdot \delta_{\text{мм}} ; (16)

M_{\text{з}}^{1} — момент заделки сваи 1-го ряда в ростверк, кН·м, от силы HR = 1 кН; определяется из уравнения

\frac{1 \cdot l_{o}^{2}}{2E_{\text{б}}I} + \frac{M_{\text{з}}^{1} \cdot l_{o}}{E_{\text{б}}I} + 1 \cdot \delta_{\text{мн}} + 1 \cdot l_{o} \cdot \delta_{\text{мм}} + M_{\text{з}}^{1} \cdot \delta_{\text{мм}} = 0 ; (17)

Значение коэффициента f определяется по формуле:

f = \frac{\Delta_{\text{г}}^{\text{в}}}{(1 + \frac{1}{n - 1})\Delta_{\text{г}}^{1}} , (18)

где n — количество рядов свай в подпорной стене;

\Delta_{\text{г}}^{1} — горизонтальное перемещение, м, сваи 1-го ряда в уровне подошвы ростверка от силы H = 1 кН; определяется по формуле:

\Delta_{\text{г}}^{1} = y_{o}^{1} + \psi_{o}^{1} \cdot l_{o} + \frac{1 \cdot l_{o}^{3}}{3E_{\text{б}}I} + \frac{M_{\text{з}}^{1} \cdot l_{o}^{2}}{2E_{\text{б}}I} ; (19)

4.5. Расчетное значение момента Mз, кН·м, заделки в ростверк сваи 1-го ряда и поперечной силы HR, кН, в уровне подошвы ростверка от реакции остальных рядов свай определяется по формулам:

M_{\text{з}}^{R} = M_{\text{з}}^{1} \cdot f ; (20)

HR = 1·f; (21)

4.6. Расчетное значение момента заделки Mз, кН·м, в ростверк сваи 1-го ряда и поперечной силы, H, кН, от действия внешней нагрузки и реакции остальных рядов свай определяются по формулам

(22)

4.7. Расчетные значения момента заделки H_{\text{з}}^{\text{п}} , кН·м, в ростверк и поперечных сил H_{R}^{\text{п}} , кН, в уровне подошвы ростверка для остальных рядов свай подпорной стены вычисляются по формулам:

M_{\text{з}}^{\text{п}} = \frac{M_{\text{з}}^{R}}{n - 1} ; (23)

H_{R}^{\text{п}} = \frac{H_{R}}{n - 1} + H ; (24)

4.8. Расчетное давление \sigma_{Z} , кН/м2, на грунт по контакту с боковой поверхностью свай, действующее на глубине Z, ниже поверхности отрывки грунта, а также расчетный изгибающий момент MZ, кН·м, поперечную силу QZ, кН, в поперечном сечении свай многорядной подпорной стены определяются по главе СНиП по проектированию свайных фундаментов в соответствии со схемой, приведенной на рис. 5, и с учетом дополнительных требований п. 4.2 рекомендаций.

Примечание. Условная ширина Bс независимо от диаметра свай определяется с учетом многорядного расположения свай. При шахматном расположении свай она определяется как для приведенного ряда, полученного проектированием свай на плоскость действия нагрузки (рис. 6).

Рис. 5. Схема нагрузок для определения при многорядном расположении свай \sigma_{Z} , MZ и QZ

а — свай 1-го ряда; б — свай остальных рядов

Рис. 6. Схема к определению условной ширины сваи, Bс, при шахматном их расположении

4.9. При многорядном расположении свай в подпорной стене после определения расчетного давления на грунт по контакту с боковой поверхностью, расчетных величин изгибающих моментов, действующих в различных сечениях свай, осуществляется перераспределение изгибающих моментов, возникающих вследствие неупругих деформаций железобетона свай, образования трещин и других факторов, вызывающих в статически неопределимых конструкциях подпорной стены необратимые изменения. Перераспределение усилий в элементах стены осуществляется в соответствии с рекомендациями Руководства по расчету статически неопределимых железобетонных конструкций, М., Стройиздат, 1975.

4.10. Перераспределение расчетных изгибающих моментов, действующих в различных сечениях рамной конструкции подпорных стен из буронабивных свай, осуществляется с помощью суммирования эпюры изгибающих моментов, полученной при расчете п.п. 4.3 - 4.8 и эпюр от лишних неизвестных xi статически определимой основной системы, умноженных на произвольные положительные или отрицательные множители \alpha_{i} (рис. 7). Величина коэффициентов определяется методом последовательного приближения с таким расчетом, чтобы при суммировании получить уменьшенные изгибающие моменты в наиболее напряженных сечениях за счет увеличения их в менее напряженных.

Рис. 7. Эпюры для перераспределения усилий в рамных конструкциях подпорных стен из буронабивных свай

Для этого используется эпюра изгибающих моментов с условной заделкой рамы в грунте на уровне максимального изгибающего момента (рис. 8).

Рис. 8. Перераспределение усилий в двухрядной подпорной стежке рамкой конструкции

а — эпюра Мизг. посла расчета по п.п. 4.3 - 4.8 Рекомендаций; б, в, г — эпюры от лишних неизвестных; д, е, ж — результирующие эпюры Мизг.; и — окончательная эпюра Мизг.

4.11. Величины расчетных изгибающих моментов, полученных в различных сечениях конструкции подпорной стены после перераспределения усилий должны составлять не менее 70% от соответствующих первоначальных изгибающих моментов, а площадь сечения продольной арматуры не должна уменьшаться более, чем на 30%.

5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА ПРОПОРЦИОНАЛЬНОСТИ ГРУНТА ПО РЕЗУЛЬТАТАМ СТАТИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ СВАЙ НА ГОРИЗОНТАЛЬНУЮ НАГРУЗКУ

5.1. Статические испытания опытных буронабивных свай на горизонтальную нагрузку проводятся в соответствии с требованиями главы СНиП по проектированию свайных фундаментов и ГОСТ 5686-78. Испытываются сваи до нагрузки, без увеличения которой перемещения сваи непрерывно возрастают.

5.2. Испытания свай проводятся на отметке, соответствующей поверхности отрывки подпорной стены. Параметры опытных буронабивных свай должны соответствовать параметрам части сваи, заглубленной в грунт ниже поверхности отрывки подпорной стены.

При технико-экономическом обосновании испытывают фрагменты подпорных стен. Горизонтальная нагрузка в этом случае прикладывается в месте приложения равнодействующей активного давления грунта.

5.3. Коэффициент пропорциональности K, кН/м4, определяется при расчетной горизонтальной нагрузке, допускаемой на буронабивную сваю. Расчетная нагрузка на сваю определяется по главе СНиП по проектированию свайных фундаментов при коэффициенте надежности Kн = 1,4.

5.4. Коэффициент пропорциональности K, кН/м4, и величина допускаемого давления \sigma_{Z} , кН/м2, оказываемого на грунт боковой поверхностью сваи, по данным статических испытаний опытных буронабивных свай определяется методом последовательных приближений. Расчет производят по главе СНиП по проектированию свайных фундаментов, задаваясь значением горизонтального перемещения сваи при расчетной горизонтальной нагрузке.

5.5. В случае, если число свай, испытанных в одинаковых грунтовых условиях, составляет менее 6 шт., значение коэффициента пропорциональности грунта K следует принимать равным наименьшему значению, полученному из результатов испытаний.

В случае, если число свай, испытанных в одинаковых условиях, составляет 6 шт. и более, величину K следует определять на основании результатов статистической обработки данных натурных испытаний свай, руководствуясь требованиями ГОСТ 20522-75, применительно к методике, приведенной в нем для определения временного сопротивления.

6. РАСЧЕТ ПО ПРОЧНОСТИ ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ КРУГЛОГО СЕЧЕНИЯ, НОРМАЛЬНОГО К ПРОДОЛЬНОЙ ОСИ

6.1. Расчетное значение сопротивления бетона осевому сжатию ствола буронабивной сваи R_{\text{пр}}^{\text{с}} определяется по формуле:

R_{\text{пр}}^{\text{с}} = R_{\text{пр}} \cdot m\delta_{1} \cdot m\delta_{2} , (25)

где Rпр — расчетное сопротивление бетона осевому сжатию кН/м2, принимаемое по табл. 13 главы СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций;

m\delta_{1} — коэффициент условий работы, учитывающий бетонирование в вертикальном положении, принимаемый равным 0,85;

m\delta_{2} — коэффициент условий работы, учитывающий влияние способа производства свайных работ, принимаемый по п. 5.3 главы СНиП по проектированию свайных фундаментов.

6.2. Расчет сечений, нормальных к продольной оси элемента, производится в зависимости от величины относительной высоты сжатой зоны бетона. Положение нейтральной оси для круглых сечений должно удовлетворять условию:

2\phi \leq 180^{\circ} , (26)

где 2\phi — центральный угол кругового сегмента сжатой зоны бетона.

6.3. Для изгибаемых в плоскости оси симметрии элементов круглого сечения с арматурой в растянутой зоне расчет сечений, нормальных к продольной оси элемента /рис. 9/, производится из условия:

M \leq R_{\text{пр}}^{\text{с}}[\frac{2}{3} R^{3}sin\phi + \frac{R^{2} \cdot \alpha \sum_{i = 1}^{i = n} Z_{\text{а}_{i}}}{2n}], (27)

где R — радиус поперечного сечения ствола, м;

n — количество арматурных стержней в растянутой зоне;

Z_{\text{а}_{i}} — расстояние от центра тяжести отдельных стержней растянутой арматуры до оси симметрии сечения, м;,

\phi — половина центрального угла кругового сегмента сжатой зоны бетона, определяемая по табл. 2 в зависимости от

\alpha = \frac{\phi \cdot \pi}{90} - sin2\phi = \frac{2R_{\text{а}} \cdot F_{\text{а}}}{R_{\text{пр}}^{\text{с}} \cdot R^{2}} , (28)

где Rа — расчетное сопротивление арматуры растяжению, кН/м2, принимаемое по табл. 22 главы СНиП проектированию бетонных и железобетонных конструкций с учетом приложения к постановлению № 67 Госстроя СССР от 10.05.1981 г.

Рис. 9. Схема расположения усилий и эпюра напряжений в поперечном сечении изгибаемого элемента с одиночной арматурой

Таблица 2

Значение угла \phi кругового сегмента сжатой зоны бетона от \alpha = \frac{\pi \cdot \phi}{90} - sin2\phi

Примечание. Промежуточные значения определяются интерполяцией.

6.4. Рабочая арматура в сжатой зоне бетона устанавливается, когда полученная из расчета по формуле /28/ величина \alpha>3,14 .

6.5. Расчет круглых сечений, нормальных к продольной оси, изгибаемых железобетонных элементов /рис. 10/ с арматурой в растянутой и сжатой зонах, производится из условия:

M \leq R_{\text{пр}}^{\text{с}}[\frac{2}{3} R^{3}sin^{3}\phi + \frac{R^{2} \cdot \alpha \cdot \sum_{i = 1}^{i = n} Z_{\text{а}_{i}}}{2n}] + R_{\text{а}}(f_{\text{а}}\prime \cdot \sum_{i = 1}^{i = n\prime} Z_{\text{а}}\prime_{i} + \frac{F_{\text{а}}\prime \cdot \sum_{i = 1}^{i = n} Z_{\text{а}_{i}}}{n}), (29)

где Z_{\text{а}_{i}} и Z_{\text{а}}\prime_{i} — расстояния от центра тяжести отдельных стержней арматуры соответственно в растянутой и сжатой зонах до центральной оси бетонного сечения, перпендикулярной плоскости изгиба, м;

f_{\text{а}}\prime — площадь сечения одного стержня в сжатой зоне, м2;

<*> F_{\text{а}}\prime — площадь сечения арматуры в сжатой зоне, м2;

<*> Учитывается арматура, расположенная только в пределах кругового сегмента сжатой зоны бетона сваи.

n' — количество арматурных стержней в сжатой зоне.

Рис. 10. Схема расположения усилий и эпюра напряжений в поперечном сечении изгибаемого элемента с двойной арматурой

Половина центрального угла круглого сегмента \phi сжатой зоны бетона определяется по табл. 2 в зависимости от

\alpha = \frac{\phi\pi}{90} - sin2\phi = \frac{2(R_{\text{а}} \cdot F_{\text{а}} - R_{\text{ас}} \cdot F_{\text{а}}\prime)}{R_{\text{пр}}^{\text{с}} \cdot R^{2}} ; (30)

6.6. При равномерном распределении продольной арматуры по периметру сваи необходимая площадь сечения арматуры определяется по табл. 3 в зависимости от величины расчетного изгибающего момента и способа производства работ. <**>

<**> Расчет произведен по формуле (65) СНиП II-21-75 по программе «ФАКОС-ЕС».

Таблица 3

Величина изгибающего момента, воспринимаемого поперечным сечением буронабивной сваи, кН·м

Продолжение таблицы 3

Продолжение таблицы 3

Продолжение таблицы 3

Примечания: 1. В числителях приведены величины изгибающего момента, воспринимаемого поперечным сечением буронабивных свай, при проектной марке бетона по прочности на сжатие равной 200, в знаменателях — при проектной марке бетона по прочности на сжатии равной 300.

2. Величины изгибающих моментов вычислены для арматурной стали класса А-III (Rа = 360000 кН/м2) при защитном слое бетона 50 мм и симметричном расположении рабочих стержней по периметру сечения. При другом классе арматурной стали величина \mu принимается с перерасчетом процента армирования по соотношению расчетных сопротивлений арматурной стали.

3. \mu = \frac{F_{\text{а}}}{\pi R^{2}} , где Fа — площадь поперечного сечения продольной арматуры, см2; R — радиус поперечного сечения ствола сваи, см.

4. Расчетное сопротивление бетона принято с учетом коэффициента условий работы m\delta_{1} = 0,85 , учитывающего бетонирование в вертикальном положении, а также дополнительного понижающего коэффициента m\delta_{2} , учитывающего влияние способа производства работ:

а) в глинистых грунтах, консистенция которых позволяет бурить скважины и бетонировать их без крепления стенок при положении горизонта грунтовых вод в период строительства ниже пяты свай, m\delta_{2} = 1,0 ;

б) в грунтах, бурение скважин в которых производится с применением извлекаемых обсадных труб и бетонирование под водой, m\delta_{2} = 0,8 ;

в) в грунтах, бурение скважин в которых производится с применением глинистого раствора и бетонирование под этим же раствором, m\delta_{2} = 0,7 .

Приложение 1

ПРИМЕР РАСЧЕТА ПОДПОРНЫХ СТЕН ПРИ ОДНОРЯДНОМ РАСПОЛОЖЕНИИ СВАЙ

Принят вариант подпорной стены из буронабивных свай диаметром 0,8 м, длиной 7,0 м. Бетон марки 300, арматура класса А-III. Схема нагрузок на 1 п/м стены приведена на рис. 11а. Ниже поверхности отрывки грунта залегают мягкопластичные суглинки (IL = 0,51, \gamma_{1} = 17,2\text{кН}/\text{м}^{3} , \phi_{1} = 15^{\circ} и C1 = 55 кН/м2). Бурение скважин и бетонирование их производят без крепления стенок.

Из условия непродавливания грунта между сваями (п. 2.4 Рекомендаций), расстояние между сваями в свету назначаем равным 1,2 м, что также превышает необходимое расстояние, требуемое по технологии производства работ. Тогда расстояние между осями свай будет составлять 1,2 + 0,8 = 2,0 м.

Нагрузки приводим к одиночной свае: q1 = 0,1·2 = 0,2 кН/м; q2 = 79,9·2 = 159,8 кН/м и Eа = 120·2 = 240 кН. Расчет сваи на горизонтальную нагрузку Hо = Eа и моментную нагрузку Mо = Eа·1 м производим в соответствии со схемой, показанной на рис. 11в.

Рис. 11. К примеру расчета однорядной подпорной стены

а — схема нагрузок на 1 п/м стены; б — схема нагрузок на сваю; в — расчетная схема

Момент инерции поперечного сечения сваи равен:

I = \frac{\pi d^{4}}{64} = \frac{3,14 \cdot 0,8^{4}}{64} = 2,01 \cdot 10^{- 2}\text{м}^{4}

Расчетное сопротивление бетона осевому сжатию ствола сваи определим по формуле (25) Рекомендаций:

R_{\text{пр}}^{\text{с}} = 13500 \cdot 0,85 \cdot 1 = 11475\text{кН}/\text{м}^{2}

По таб. 13 главы СНиП II-21-75 этому значению R_{\text{пр}}^{\text{с}} соответствует марка бетона равная 250. Начальный модуль упругости при сжатии бетона M = 250 по табл. 18 главы СНиП II-21-75 равен 2,65·107 кН/м2. Тогда жесткость поперечного сечения сваи при изгибе равна

E_{\text{б}}I = 2,65 \cdot 10^{7} \cdot 2,01 \cdot 10^{- 2} = 5,33 \cdot 10^{5}\text{кН } \cdot \text{м}^{2}

По табл. 1 Рекомендаций коэффициент пропорциональности грунта при IL = 0,5 равен 4000 кН/м4.

Дальнейший расчет сваи производим по приложению к главе СНиП II-17-77 и Руководству по проектированию свайных фундаментов. Определим условную ширину сваи.

bс = 0,9(d + 1) = 0,9·1,8 = 1,62 м

Так как условная ширина сваи меньше расстояния между осями свай, принимаем bс = 1,62 м.

Значению \frac{10^{5} \cdot k \cdot b_{\text{с}}}{E_{\text{б}}I} = \frac{10^{5} \cdot 4000 \cdot 1,62}{5,33 \cdot 10^{5}} = 1215,7\text{м}^{- 5} по табл. 2 приложения к Руководству по проектированию свайных фундаментов соответствует величина коэффициента деформации

\alpha_{\text{д}} = 0,4141/\text{м} .

Тогда приведенная глубина погружения сваи в грунт равна:

\overline{l} = 0,414 \cdot 4 = 1,65

Перемещения \delta_{\text{нн}} , \delta_{\text{мн}} = \delta_{\text{нм}} и \delta_{\text{мм}} определим по формулам:

\delta_{\text{нн}} = \frac{A_{\text{о}}}{\alpha_{\text{д}}^{3} \cdot E_{\text{б}} \cdot I} = \frac{6,765}{0,414^{3} \cdot 5,33 \cdot 10^{5}} = 17,887 \cdot 10^{- 5}\text{м}/\text{кН}

\delta_{\text{мн}} = \delta_{\text{нм}} = \frac{B_{\text{о}}}{\alpha_{\text{д}}^{2} \cdot E_{\text{б}} \cdot I} = \frac{5,659}{0,414^{2} \cdot 5,33 \cdot 10^{5}} = 6,195 \cdot 10^{- 5}1/\text{кН}

\delta_{\text{мм}} = \frac{C_{\text{о}}}{\alpha_{\text{д}} \cdot E_{\text{б}} \cdot I} = \frac{5,701}{0,414 \cdot 5,33 \cdot 10^{5}} = 2,584 \cdot 10^{- 5}1/\text{кН } \cdot \text{м}

Определим горизонтальные перемещения и угол поворота сечения сваи в уровне поверхности отрывки грунта

y_{\text{о}} = H_{o} \cdot \delta_{\text{нн}} + M_{\text{о}} \cdot \delta_{\text{нм}} = 240 \cdot 17,887 \cdot 10^{- 5} + 240 \cdot 6,195 \cdot 10^{- 5} = 5,78 \cdot 10^{- 2}\text{м } = 5,78\text{см}

\psi_{\text{о}} = H_{o} \cdot \delta_{\text{мн}} + M_{\text{о}} \cdot \delta_{\text{мм}} = 240 \cdot 6,195 \cdot 10^{- 5} + 240 \cdot 2,584 \cdot 10^{- 5} = 2,1 \cdot 10^{- 2}\text{рад}.

Для проверки принятых параметров подпорной стены, проведем расчет устойчивости основания, окружающего сваю. При \overline{l} \leq 2,5 расчетное давление на грунт определим на двух глубинах Z = \frac{l}{3} = 1,34\text{м} и Z = l = 4 м по формуле:

Допустимое значение расчетного давления, оказываемого на грунт боковой поверхностью сваи на глубине Z = 1,34 м, определим по формуле:

\sigma_{Z} = 0,8 \frac{4}{cos\phi_{1}} (\gamma_{1} \cdot Z \cdot tg\phi_{1} + \xi \cdot c_{1}) = \frac{0,8 \cdot 4}{0,9659} \cdot (17,2 \cdot 1,34 \cdot 0,2679 + 0,3 \cdot 55) = 75,03\text{кН}/\text{м}^{2}

Действующее давление на глубине 1,34 м превышает допускаемую величину. Поэтому проверку на глубине 4 м не производим.

Превышение действующего давления над допускаемым свидетельствует о необходимости изменения параметров подпорной стены. Увеличим глубину погружения сваи в грунт до 6 м, тогда \overline{l} = 6 \cdot 0,414 = 2,48 .

Этому значению \overline{l} соответствует максимальное \sigma_{Z} равное 98,17 кН/м2, действующее на глубине 1,93 м, что также превышает допустимое значение.

Увеличиваем глубину погружения сваи в грунт до 9,5 м, тогда

\overline{l} = 9,5 \cdot 0,414 = 3,93 \approx 4

Этому значению приведенной глубины погружения сваи в грунт соответствуют горизонтальные перемещения и угол поворота сечения сваи в уровне поверхности отрывки грунта равные:

yо = 1,96·10-2 м = 1,96 см

\psi_{\text{о}} = 0,61 \cdot 10^{- 2}\text{рад}.

Расчетное давление \sigma_{Z} на грунт по контакту с боковой поверхностью сваи, возникающее по длине сваи, а также расчетный изгибающий момент MZ, поперечная сила QZ приведены на рис. 12 Mmax = 630,63 кН·м, Qmax = 240 кН, \sigma_{Z}^{max} = 70,73\text{кН}/\text{м}^{2}<\sigma_{\text{доп}.} = 75,03\text{кН}/\text{м}^{2} . Следовательно, устойчивость основания, окружающего сваю, обеспечена.

Рис. 12. Расчетные значения MZ, QZ и \sigma_{Z} по длине ствола сваи

Расчетные величины горизонтального перемещения головы сваи и угол ее поворота определим по формулам (3) и (4) Рекомендаций:

\psi = \psi_{\text{о}} + \frac{(3q_{1} + q_{2})l_{\text{о}}^{3}}{24 \cdot E_{\text{б}} \cdot I} = 0,61 + \frac{(3 \cdot 0,2 + 159,8)3^{3}}{24 \cdot 5,33 \cdot 10^{5}} = 0,64 \cdot 10^{- 2}\text{рад}.

В расчете трещиностойкости ствола сваи следует принять M = 630,63 кН·м, а в расчете прочности ствола — M = 1,2·630,63 = 756,75 кНм и Q = 1,2·240 = 288 кН.

По табл. 3 рекомендаций при M = 756,75 кН·м процент армирования продольной арматуры \mu = 1,25 . Принимаем 8Ø32АIII (Fа = 64,3 см2) равномерно распределенную по периметру сечения. Защитный слой — 50 мм.

При расчете по прочности ствола сваи на поперечную силу круглое сечение заменяем равновеликим прямоугольником (примечание к п. 3.3 рекомендаций) со сторонами: b = 1,77·40 = 70,8 см; hо = 1,77R — a = 70,8 — 5 = 65,8 см.

В соответствии с п. 3.30 главы СНиП II-21-75 при расчете элементов на действие поперечной силы должно соблюдаться условие

Q <= 0,35Rпр·b·hо

0,35·11475·0,708·0,658 = 1871 кН > 288 кН

Следовательно, условие соблюдено.

По формуле (71) главы СНиП II-21-75:

Q <= R1·Rр·b·hо

0,6·0,85·1500·0,708·0,658 = 356,4 кН > 288 кН

Следовательно, расчет на действие поперечной силы не производится. Поперечная арматура принимается конструктивной — Ø10AI шаг 250 мм (пп. 2.5 и 2.8 рекомендаций).

Принципиальная схема армирования свай подпорной стены при однорядном их расположении дана в приложении 2.

Примеры расчета на прочность изгибаемых элементов круглого сечения с одиночной и двойной продольной арматурой даны в приложении 3.

Для подбора параметров подпорной стены в приложении 4 и 5 приведены графики изменения расчетных величин Mmax, \sigma^{max} и yо (в относительных значениях) в зависимости от приведенной длины сваи \overline{l} и диаметра ствола.

Приложение 2

СХЕМА АРМИРОВАНИЯ СВАЙ ПОДПОРНОЙ СТЕНЫ ПРИ ОДНОРЯДНОМ ИХ РАСПОЛОЖЕНИИ

Примечания: 1. \overline{l} — приведенная глубина погружения сваи в грунт, определяемая по СНиП II-17-77.

2. При направленном армировании (элемент с одиночной или двойной арматурой в поперечном сечении) расстановка продольной арматуры по длине сваи проводится аналогично.

Приложение 3

ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ КРУГЛОГО СЕЧЕНИЯ С НЕРАВНОМЕРНЫМ РАСПОЛОЖЕНИЕМ ПРОДОЛЬНОЙ АРМАТУРЫ В ПОПЕРЕЧНОМ СЕЧЕНИИ

Пример 1. Диаметр поперечного сечения сваи 600 мм, бетон марки M = 300, в растянутой зоне установлена арматура 7Ø25АII . Бурение скважин и бетонирование их производится без крепления стенок. Определить величину изгибающего момента, воспринимаемого сечением.

По формуле (25) рекомендаций определим расчетное сопротивление сжатию бетона ствола сваи:

R_{\text{пр}}^{\text{с}} = 13500 \cdot 0,85 \cdot 1 = 11475\text{кН}/\text{м}^{2}

Расстановка арматуры в сечении показана на рис. 13а.

Рис. 13. Армирование круглых сечений

а — с одиночной арматурой; б — с двойной арматурой

Определим расстояние от центра тяжести отдельных продольных стержней арматуры до оси симметрии сечения сваи.

Z_{a_{1}} = R - a = 0,3 - 0,05 = 0,25\text{м} .

\beta_{1} = \frac{0,08 \cdot 360^{\circ}}{2 \cdot 3,14 \cdot 0,25} = 18,3^{\circ} = 18^{\circ}20\prime

Z_{a_{2}} = 0,25 \cdot cos18^{\circ}20\prime = 0,25 \cdot 0,95 = 0,237\text{м}

Z_{a_{3}} = 0,25 \cdot cos36^{\circ}40\prime = 0,25 \cdot 0,8 = 0,2\text{м}

Z_{a_{4}} = 0,25 \cdot cos55^{\circ} = 0,25 \cdot 0,51 = 0,142\text{м}

Тогда \sum_{i = 1}^{i = 7} Z_{a_{i}} = 0,25 + 2(0,237 + 0,2 + 0,142) = 1,408\text{м}

По формуле (28) рекомендаций определим значение

\alpha = \frac{\phi \cdot \pi}{90} - sin2\phi = \frac{2 \cdot 285000 \cdot 34,36 \cdot 10^{- 4}}{11475 \cdot 0,3^{2}} = 1,896

По таблице 2 рекомендаций этому значению соответствует \phi = 71^{\circ}30\prime .

Значение центрального угла кругового сегмента сжатой зоны бетона 2\phi = 143^{\circ}<180^{\circ} , т.е. требование п. 6.2 выполнено.

Величину изгибающего момента, воспринимаемого сечением, определим по формуле (27) рекомендаций:

\text{М } = 11475[\frac{2}{3} \cdot 0,3^{3} \cdot sin71^{\circ}30\prime + \frac{0,3 \cdot 1,896 \cdot 1,408}{2 \cdot 7}] = 391,7\text{кН } \cdot \text{м}

В соответствии с требованиями п. 2.9 рекомендаций о максимальном расстоянии между стержнями продольной арматуры дополнительно по периметру сечения устанавливаем конструктивную арматуру 3Ø14АII (см. рис. 13а).

Пример 2. По данным примера 1 определил M в случае установки в растянутой зоне 7Ø25АIII , в сжатой — 3Ø25АIII (рис. 13б).

\sum_{i = 1}^{i = 7} Z_{a_{i}} = 1,408\text{м} ;

\sum_{i = 1}^{i = 3} Z_{a}\prime_{i} = 0,25 + 0,2 + 0,237 = 0,724\text{м}

По формуле (30) определим значение

\alpha = \frac{\phi \cdot \pi}{90} - sin2\phi = \frac{2 \cdot 360000(34,36 \cdot 10^{- 4} - 14,73 \cdot 10^{- 4})}{11475 \cdot 0,3^{2}} = 1,368

По таблице 2 этому значению соответствует \phi = 62^{\circ}30\prime ; 2\phi = 125^{\circ}<180^{\circ} , т.е. требования п. 6.2 удовлетворены. Величину изгибающего момента, воспринимаемого сечением, определим по формуле (29):

В соответствии с требованиями п. 2.9 рекомендаций о максимальном расстоянии между стержнями продольной арматуры по оси симметрии сечения устанавливаем конструктивную арматуру 2Ø14АII (см. рис. 13б).

Приложение 4

ГРАФИКИ ИЗМЕНЕНИЯ РАСЧЕТНЫХ ВЕЛИЧИН M, \sigma И yо В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ПРИВЕДЕННОЙ ДЛИНЫ СВАИ, \overline{l}

Приложение 5

ГРАФИКИ ИЗМЕНЕНИЯ РАСЧЕТНЫХ ВЕЛИЧИН M, \sigma И yо В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ДИАМЕТРА СВАИ, d

Приложение 6

ПРИМЕР РАСЧЕТА ДВУХРЯДНОЙ ПОДПОРНОЙ СТЕНЫ ИЗ БУРОНАБИВНЫХ СВАЙ

Принят вариант подпорной стены из буронабивных свай диаметром 0,8 м, длиной 16 м. Расстояние между рядами свай в осях 2,8 м. Бетон марки 300, арматура класса АII. Схема нагрузок на 1 п/м стены приведена на рис. 14а. Ниже поверхности отрывки грунта залегают тугопластичные суглинки (IL = 0,4; \gamma = 18,1\text{кН}/\text{м}^{3} , \phi_{1} = 21^{\circ} , C1 = 85 кН/м2). Бурение скважин и бетонирование их производят без крепления стенок.

Рис. 14. К примеру расчета двухрядной подпорной стены

а — схема нагрузок на 1 п/м стены; б — схема нагрузок на один ряд свай

Из условия непродавливания грунта между сваями (п. 2.4 рекомендаций) расстояние между сваями в свету назначаем равным 0,7 м, что также превышает необходимое расстояние, требуемое по технологии производства работ.

Тогда расстояние между осями свай в ряду — 0,7 + 0,8 = 1,5 м.

Нагрузки приводим к одному ряду свай (рис. 14б):

Q = 3,5·1,5 = 5,3 кН; q1 = 7,06·1,5 = 10,6 кН/м;

q2 = 69,33·1,5 = 104 кН/м;

Высоту ростверка определим по формуле (1) рекомендаций h_{\text{р}} \geq \frac{a}{4} = \frac{2,8}{4} = 0,7\text{м} . Принимаем высоту ростверка равной 0,8 м.

Момент инерции поперечного сечения сваи равен:

I = \frac{\pi d^{4}}{64} = \frac{3,14 \cdot 0,8^{4}}{64} = 2,01 \cdot 10^{- 2}\text{м}^{4}

Расчетное сопротивление бетона осевому сжатию и начальный модуль упругости были определены в примере расчета однорядной подпорной стены — M = 250; Eб = 2,65·107 кН/м2.

Тогда жесткость поперечного сечения сваи при изгибе равна

EбI = 2,65·107·2,01·102 = 5,327·105 кНм2

По табл. 1 рекомендаций принимаем K = 5000 кН/м4

Условная ширина сваи вычисляется по приложению к Руководству по проектированию свайных фундаментов

bс = (d + 1)·kФ·k,

где kФ = 0,9

k = k_{1} + \frac{(1 - k_{1}) \cdot L_{\text{р}}}{2(d + 1)} = 0,6 + \frac{0,4 \cdot 2,0}{2(0,8 + 1)} = 0,822

Тогда bс = (0,8 + 1)·0,9·0,822 = 1,33 м < 1,5 м

Значению \frac{10^{5} \cdot K \cdot b_{\text{с}}}{E_{\text{б}}I} = \frac{10^{5} \cdot 5000 \cdot 1,33}{5,327 \cdot 10^{5}} = 1248\text{м}^{- 5}

По табл. 2 приложения к Руководству по проектированию свайных фундаментов соответствует величина коэффициента деформации

\alpha_{\text{д}} = 0,4161/\text{м}

Тогда приведенная глубина погружения сваи в грунт равна:

\overline{l} = 0,416 \cdot 7,2 = 3,0>2,5

Перемещения \delta_{\text{нн}} , \delta_{\text{мн}} = \delta_{\text{нм}} , \delta_{\text{мм}} определяем по формулам (19), (20) и (21) приложения к Руководству по проектированию свайных фундаментов

\delta_{\text{нн}} = \frac{A_{o}}{\alpha_{\text{д}}^{3} \cdot E_{\text{б}}I} = \frac{2,727}{0,416^{3} \cdot 5,327 \cdot 10^{5}} = 7,111 \cdot 10^{- 5}\text{м}/\text{кН}

\delta_{\text{мн}} = \delta_{\text{нм}} = \frac{B_{o}}{\alpha_{\text{д}}^{2} \cdot E_{\text{б}} \cdot I} = \frac{1,758}{0,416^{2} \cdot 5,327 \cdot 10^{5}} = 1,907 \cdot 10^{- 5}1/\text{кН}

\delta_{\text{мм}} = \frac{C_{o}}{\alpha_{\text{д}} \cdot E_{\text{б}}I} = \frac{1,818}{0,416 \cdot 5,327 \cdot 10^{5}} = 0,82 \cdot 10^{- 5}1/\text{кНм}

Дальнейший расчет производим по п.п. 4.3 - 4.8 рекомендаций. По формулам (10) и (11) определяем значения поперечной силы и изгибающего момента в сечении 1 ряда свай в уровне отрывки от внешних нагрузок

\text{Н}_{o}^{\text{в}} = \frac{Q}{2} + \frac{q_{1} + q_{2}}{2} \cdot l_{o} = \frac{5,3}{2} + \frac{10,6 + 104}{2} \cdot 8,8 = 506,9\text{кН}

M_{o}^{\text{в}} = \frac{Q}{2} \cdot l_{o} + \frac{(2q_{1} + q_{2}) \cdot l_{o}^{2}}{6} + M_{\text{з}}^{\text{в}} = \frac{5,3}{2} \cdot 8,8 + (2 \cdot 10,6 + 104) \cdot 8,8^{2} + M_{\text{з}}^{\text{в}} = 1639,2 + M_{\text{з}}^{\text{в}}

Расчетный момент заделки M_{\text{з}}^{\text{в}} от внешних сил определяется из уравнения (12)

\frac{H \cdot l_{\text{о}}}{2E_{\text{б}}I} + \frac{(3q_{1} + q_{2}) \cdot l_{o}^{3}}{24E_{\text{б}}I} + \frac{M_{\text{з}}^{\text{в}} \cdot l_{o}}{E_{\text{б}}I} + H_{o}^{\text{в}} \cdot \delta_{\text{мн}} + M_{o}^{\text{в}} \cdot \delta_{\text{мм}} = 0 ;

M_{\text{з}}^{\text{в}} = - 1235,4\text{кНм}

Горизонтальное перемещение, угол поворота сечения сваи 1-го ряда в уровне поверхности отрывки грунта от внешней нагрузки определяем по формулам (8) и (9)

\psi_{o}^{\text{в}} = H_{o}^{\text{в}} \cdot \delta_{\text{нм}} + M_{o}^{\text{в}} \cdot \delta_{\text{мм}} = 506,9 \cdot 1,907 \cdot 10^{- 5} + 403,8 \cdot 0,82 \cdot 10^{- 5} = 129,777 \cdot 10^{- 4}\text{рад}.

Перемещение сваи 1-го ряда в уровне подошвы ростверка от внешних нагрузок определим по формуле (6)

Затем определим момент заделки сваи 1-го ряда в ростверк от силы HR = 1 кН из уравнения (17)

\frac{1 \cdot l_{o}^{2}}{2E_{\text{б}}I} + \frac{M_{\text{з}}^{1} \cdot l_{o}}{E_{\text{б}} \cdot I} + 1 \cdot \delta_{\text{мн}} + 1 \cdot l_{o} \cdot \delta_{\text{мм}} - M_{\text{з}}^{1} \cdot \delta_{\text{мм}} = 0 ,

\frac{1 \cdot 8,8^{2}}{2 \cdot 5,327 \cdot 10^{5}} + \frac{M_{\text{з}}^{1} \cdot 8,8}{5,327 \cdot 10^{5}} + 1 \cdot 1,907 \cdot 10^{- 5} + 1 \cdot 8,8 \cdot 0,82 \cdot 10^{- 5} + M_{\text{з}}^{1} \cdot 0,82 \cdot 10^{- 5} = 0;

M_{\text{з}}^{1} = - 6,631\text{кНм}

Горизонтальное перемещение и угол поворота сечения сваи в уровне поверхности отрывки грунта от силы HR = 1 кН определим по формуле (15) и (16)

y_{o}^{1} = 1 \cdot \delta_{\text{нн}} + (1 \cdot l_{o} + M_{\text{з}}^{1}) \cdot \delta_{\text{нм}} = 1 \cdot 7,111 \cdot 10^{- 5} + (1 \cdot 8,8 - 6,631) \cdot 1,907 \cdot 10^{- 5} = 11,247 \cdot 10^{- 5}\text{м};

\psi_{o}^{1} = 1 \cdot \delta_{\text{мн}} + (1 \cdot l_{o} + M_{\text{з}}^{1}) \cdot \delta_{\text{мм}} = 1 \cdot 1,907 \cdot 10^{5} + (1 \cdot 8,8 - 6,631) \cdot 0,82 \cdot 10^{- 5} = 3,686 \cdot 10^{- 5}\text{рад}.

Горизонтальное перемещение сваи 1-го ряда в уровне подошвы ростверка от HR = 1 кН определим по формуле (19)

Значение f определим по формуле (18)

f = \frac{\Delta_{\text{г}}^{\text{в}}}{(1 + \frac{1}{n - 1})\Delta_{\text{г}}^{1}} = \frac{1192,48 \cdot 10^{- 4}}{2 \cdot 38,129 \cdot 10^{- 5}} = 156,37

Горизонтальное перемещение и угол поворота сечения сваи 1-го ряда от реакции 2 ряда определим по формулам (13) и (14)

y_{o}^{R} = f \cdot y_{o}^{1} = 156,37 \cdot 11,247 \cdot 10^{- 5} = 175,869 \cdot 10^{- 4}\text{м}

\psi_{o}^{R} = f \cdot \psi_{o}^{1} = 156,37 \cdot 3,686 \cdot 10^{- 5} = 57,638 \cdot 10^{- 4}\text{рад}.

По формулам (20) и (21) определяем M_{\text{з}}^{R} и HR

M_{\text{з}}^{R} = f \cdot M_{\text{з}}^{1} = 156,37( - 6,631) = - 1036,9\text{кНм}

HR = f·1 = 156,3 кН

Перемещение сваи 1-го ряда в уровне подошвы ростверка от реакции 2-го ряда свай определим по формуле (7)

Расчетная величина горизонтального перемещения свай в уровне подошвы ростверка равна

\Delta_{\text{г}} = 1,2 \cdot (\Delta_{\text{г}}^{\text{в}} - \Delta_{\text{г}}^{R}) = 1,2(1192,48 \cdot 10^{- 4} - 596,202 \cdot 10^{- 4}) = 715 \cdot 10^{- 4}\text{м } = 7,15\text{см}

Расчетные значения изгибающего момента и поперечной силы в голове сваи 1-го ряда от действия всех нагрузок

M_{\text{з}} = M_{\text{з}}^{\text{в}} - M_{\text{з}}^{R} = ( - 1235,4) - ( - 1036,9) = - 198,5\text{кНм}

H1 = H — HR = 2,65 — 156,37 = -153,7 кН

Расчетные значения изгибающего момента и поперечной силы в уровне подошвы ростверка для свай 2-го ряда определим по формулам (23) и (24)

M_{\text{з}}^{2} = \frac{M_{\text{з}}^{R}}{n - 1} = \frac{- 1036,9}{1} = - 1036,9\text{кНм}

H^{2} = \frac{H_{R} + H}{n - 1} = \frac{156,37 + 2,65}{1} = 159\text{кН}

Дальнейший расчет свай 1-го ряда и 2-го ряда производим как одиночных в соответствии с требованиями главы СНИП по проектированию свайных фундаментов. Схема нагрузок показана на рис. 15.

Рис. 15. Расчетная схема свай

а — первого ряда; б — второго ряда

Сваи 1 ряда

H_{o} = H + \frac{q_{1} + q_{2}}{2} \cdot l_{o} = - 153,7 + \frac{10,6 + 104}{2} \cdot 8,8 = 350,54\text{кН}

M_{\text{о}} = M - H \cdot l_{o} + (2q_{1} + q_{2}) \cdot \frac{l_{o}^{2}}{6} = - 198,5 - 153,7 \cdot 8,8 + (2 \cdot 10,6 + 104) \cdot \frac{8,8^{2}}{6} = 64,85\text{кНм}

yо = 350,54·7,111·10-5 + 64,85·1,907·10-5 = 261,636·10-4 м

\psi_{\text{о}} = 350,54 \cdot 1,907 \cdot 10^{- 5} + 64,85 \cdot 0,82 \cdot 10^{- 5} = 72,166 \cdot 10^{- 4}\text{рад} .

Расчетное давление \sigma_{Z} , кН/м2, на грунт по контакту с боковой поверхностью сваи, возникающее на глубине Z, а также расчетный изгибающий момент MZ, кНм, поперечная сила QZ, кН, действующие на глубине Z в сечении сваи 1 ряда определены по формулам приложения СНиП II-17-77 (16), (17), (18) приведены на рис. 16.

Рис. 16. Расчетные значения MZ, QZ и \sigma_{Z} по длине ствола свай

Сваи 2-го ряда

Hо = H = 159 кН

Mо = M + Hо·lо = -1036,9 + 159·8,8 = 362,3 кНм

yо = 159·7,111·10-5 + 362,3·1,907·10-₅ = 182,16·10-4 м

\psi_{\text{о}} = 159 \cdot 1,907 \cdot 10^{- 5} + 362,3 \cdot 0,82 \cdot 10^{- 5} = 60,03 \cdot 10^{- 4}\text{рад} .

Расчетное давление, \sigma_{Z} , кН/м2, на грунт по контакту с боковой поверхностью сваи, возникающее на глубине Z, а также расчетный изгибающий момент MZ, кНм, поперечная сила QZ, кН, действующие на глубине Z в сечении сваи 2 ряда приведены на рис. 16.

Расчет устойчивости основания, окружающего сваи, производится по условию (14) приложения СНиП II-17-77 с учетом п. 4.2 Рекомендаций на глубине Z = \frac{0,85}{\alpha_{\text{д}}} = \frac{0,85}{0,416} = 2,04\text{м}

\sigma = \eta_{1} \cdot \eta_{2} \cdot \frac{4}{cos\phi_{1}} \cdot (\gamma_{1} \cdot Z \cdot tg\phi_{1} + \xi \cdot C_{1}) = 0,8 \frac{4}{cos21^{\circ}} (18,1 \cdot 2,04 \cdot tg21^{\circ} + 0,3 \cdot 40) = 136\text{кН}/\text{м}^{2}

Для свай 1-го ряда

\sigma_{Z} = 130,3\text{кН}/\text{м}^{2}<136\text{кН}/\text{м}^{2}

Для свай 2-го ряда

\sigma_{Z} = 79,3\text{кН}/\text{м}^{2}<136\text{кН}/\text{м}^{2}

Следовательно, условие (14) приложения СНиП соблюдается.

Далее производим перераспределение изгибающих моментов в двухрядной подпорной стенке в соответствии с п.п. 4.9 - 4.11 Рекомендаций.

Эпюры изгибающих моментов показаны на рис. 17.

Рис. 17. Перераспределение усилий в двухрядной подпорной стене

а — эпюра Мизг. после расчета по Рекомендациям; б, в и г — эпюры от лишних неизвестных; д, е и ж — результирующие эпюры

Армирование поперечного сечения свай производится по максимальному изгибающему моменту, полученному в результате перераспределения усилий. Продольную арматуру расположим равномерно по периметру сечения сваи.

Для выбора параметров буронабивных свай подпорной стены в приложении 7, 8 и 9 приведены графики изменения расчетных величин момента заделки Mз в ростверк, максимального изгибающего момента Mmax в грунте ниже отрывки, максимального давления \sigma^{max} на грунт по контакту боковой поверхностью сваи и горизонтального перемещения ростверка \Delta_{\text{г}} (в относительных значениях) соответственно в зависимости от приведенной глубины погружения сваи в грунт \overline{l} , расстояния между рядами свай в осях a и диаметра сваи.

Приложение 7

ГРАФИКИ ИЗМЕНЕНИЯ РАСЧЕТНЫХ ВЕЛИЧИН M, \sigma_{Z} И \Delta_{\text{г}} В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ПРИВЕДЕННОЙ ДЛИНЫ СВАИ, \overline{l}

Приложение 8

ГРАФИКИ ИЗМЕНЕНИЯ РАСЧЕТНЫХ ВЕЛИЧИН M, \sigma_{Z} И \Delta_{\text{г}} В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ДИАМЕТРА СВАИ, d

Приложение 9

ГРАФИКИ ИЗМЕНЕНИЯ РАСЧЕТНЫХ ВЕЛИЧИН M, \sigma_{Z} И \Delta_{\text{г}} В ЗАВИСИМОСТИ ОТ РАССТОЯНИЯ МЕЖДУ РЯДАМИ СВАЙ В ОСЯХ, a

Приложение 10

ПРИМЕР СТАТИСТИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ РЕЗУЛЬТАТОВ СТАТИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ СВАЙ НА ГОРИЗОНТАЛЬНУЮ НАГРУЗКУ И ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА ПРОПОРЦИОНАЛЬНОСТИ K И ДОПУСКАЕМОГО РАСЧЕТНОГО ДАВЛЕНИЯ НА ГРУНТ БОКОВОЙ ПОВЕРХНОСТЬЮ СВАИ

На строительной площадке были испытаны на горизонтальную нагрузку 8 шт. буронабивных свай диаметром ствола 0,8 м длиной 10 м. Бетон M = 300. Бурение скважин и бетонирование их производилось под глинистым раствором.

В соответствии с требованиями п. 6.6 главы СНиП по проектированию свайных фундаментов при испытании свай горизонтальной нагрузкой за частное значение предельного сопротивления Фпр, кН, принимали такую нагрузку, без увеличения которой перемещение сваи непрерывно возрастает.

Результаты статических испытаний свай представлены в таблице

\overline{\text{Ф}_{\text{пр}}} = \frac{\sum \text{Ф}_{\text{пр}}}{n} = \frac{2680}{8} = 335\text{кН}

Для исключения грубых ошибок определим смещенную оценку среднеквадратичного отклонения Фпр по формуле (5) ГОСТ 20522-75.

\sigma_{\text{см}} = \sqrt{\frac{1}{n} \sum_{i = n}^{n = 8} (\overline{\Phi_{\text{пр}}} - \text{Ф}_{i\text{пр}})^{2}} = \sqrt{\frac{1}{8} \cdot 25000} = 55,9

Подлежат исключению те частные значения Фпр, для которых не выполняется условие:

/\overline{\text{Ф}_{\text{пр}}} - \text{Ф}_{i\text{пр}}/<v \cdot \sigma_{\text{см}} ,

где v — статистический критерий, принимаемый в зависимости от числа определений по табл. 1 приложения 1 ГОСТ 20522-75.

При n = 8 v = 2,27

Тогда максимальное значение /\overline{\text{Ф}_{\text{пр}}} - \text{Ф}_{i\text{пр}}/ = 85\text{кН }<2,27 \cdot 55,9 = 126,89\text{кН} .

Следовательно, среди значений Фпр при статических испытаниях свай не было грубых ошибок.

Согласно п. 3.2 ГОСТ 20522-75

\Phi_{\text{пр}}^{\text{н}} = \overline{\Phi_{\text{пр}}} = 335\text{кН}

Коэффициент Kг вычисляем по формуле (13) ГОСТ 20522-75

K_{\text{г}} = \frac{1}{1 - \rho} ,

где \rho — показатель точности оценки среднего значения \Phi_{\text{пр}}^{\text{н}}

\rho = \frac{t_{\alpha} \cdot V}{\sqrt{n}} ,

где t_{\alpha} — коэффициент, принимаемый табл. 2 приложения 1 ГОСТ 20522-75 в зависимости от заданной односторонней доверительной вероятности \alpha для числа степеней свободы

K = n — 1 = 8 — 1 = 7

V — коэффициент вариации, определяемый по формуле (3) ГОСТ 20522-75

V = \frac{\sigma}{\overline{\Phi_{\text{пр}}}}

где \sigma — среднее квадратичное отклонение, определяемое по формуле (2) ГОСТ 20522-75

\sigma = \sqrt{\frac{1}{n - 1} \sum_{i = 1}^{i = 8} (\overline{\Phi_{\text{пр}}} - \Phi_{\text{пр}})^{2}}

Согласно п. 3.15 главы СНиП по проектированию оснований зданий и сооружений при расчетах оснований по несущей способности \alpha = 0,95 . Тогда t_{\alpha} = 1,86

\sigma = \sqrt{\frac{1}{8 - 1} \cdot 25000} = 59,77

V = \frac{\sigma}{\overline{\Phi_{\text{пр}}}} = \frac{59,77}{355} = 0,168

\rho = \frac{t_{\alpha} \cdot V}{\sqrt{n}} = \frac{1,86 \cdot 0,168}{\sqrt{8}} = 0,11 .

Принимаем максимальное значение Kг

K_{\text{г}} = \frac{1}{1 - 0,11} = 1,12

Тогда несущая способность равна

\Phi = m \cdot \frac{\Phi_{\text{пр}}^{\text{н}}}{K_{\text{г}}} = 1 \cdot \frac{335}{1,12} = 299,1\text{кН} ,

где m — коэффициент условий работы по СНиП II-17-77 равный 1,0.

Расчетная нагрузка по СНиП II-17-77, допускаемая на сваю, по результатам статических испытаний на горизонтальную нагрузку с учетом требований п. 5.3 настоящих Рекомендаций равна

P = \frac{\Phi}{K_{\text{н}}} = \frac{299,1}{1,4} = 213,6\text{кН}

Этому значению P соответствует по данным статических испытаний среднеарифметическое значение горизонтальных перемещений головы сваи, равное 44,5 мм.

Определим методом последовательных приближений по приложению к Руководству по проектированию свайных фундаментов значения K и \sigma_{\text{доп}} .

I = 2,01·10-2 м4; Eб = 2,25·107 кН/м2;

EбI = ₂,01·10-2·2,25·107 = 4,52·105 кНм2;

bс = d + 1 = 0,8 + 1 = 1,8 м;

R_{\text{пр}}^{\text{с}} = 13500 \cdot 0,85 \cdot 0,7 = 8032,5\text{кН}/\text{м}^{2}

Согласно данным инженерно-геологических изысканий коэффициент пропорциональности принимаем равным K = 1000 кН/м4

V = \frac{10^{5} \cdot K \cdot b_{c}}{E_{\text{б}} \cdot I} = \frac{10^{5} \cdot 1000 \cdot 1,8}{4,52 \cdot 10^{5}} = 398,2\text{м}^{- 5} ,

чему соответствует величина коэффициента деформации

\alpha_{\text{д}} = 0,331\text{м}^{- 1}

Тогда \overline{l} = 0,331 \cdot 10 = 3,3>2,6

По формуле (13) приложения к Руководству по проектированию свайных фундаментов определим величину горизонтального перемещения головы сваи

\Delta_{\text{г}} = \frac{H \cdot l_{\text{м}}^{3}}{3E_{\text{б}}I} = \frac{213,6 \cdot 6,797^{3}}{3 \cdot 4,52 \cdot 10^{5}} = 4,946 \cdot 10^{- 2}\text{м } = 49,5\text{мм}

что превышает \Delta_{\text{г}} = 44,5\text{мм} по данным статических испытаний свай. Принимаем K = 1200 кН/м4

V = \frac{10^{5} \cdot K \cdot b_{c}}{E_{\text{б}}I} = \frac{10^{5} \cdot 1200 \cdot 1,8}{4,52 \cdot 10^{5}} = 477,8\text{м}^{- 5} ;

\alpha_{\text{д}} = 0,343\text{м}^{- 1};\overline{l} = 0,343 \cdot 10 = 3,4>2,6 ;

\Delta_{\text{г}} = \frac{213,6 \cdot 6,56^{3}}{3 \cdot 4,52 \cdot 10^{5}} = 4,446 \cdot 10^{- 2}\text{м } \approx 44,5\text{мм}

Таким образом, по данным статических испытаний свай на горизонтальную нагрузку K = 1200 кН/м4.

По формуле (31) Руководства по проектированию свайных фундаментов определим расчетное (допускаемое) давление на грунт по контакту с боковой поверхностью сваи на глубине

\sigma_{\text{доп}.} = \frac{10 \cdot H_{\text{о}} \cdot Z \cdot \xi_{1}}{9 \cdot b_{c} \cdot Z^{2}} = \frac{10 \cdot 213,6 \cdot 0,82}{9 \cdot 1,8 \cdot 2,478} = 43,6\text{кН}/\text{м}^{2}