7Численный анализ распределения бокового отрицательного трения на конусной свае
Знаменский Владимир Валерианович
доктор технических наук, профессор, профессор кафедры «Механика грунтов и геотехника», ФГБОУ ВО «Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет», Geosts@yandex.ru
Хегази Осама Мохаммед
аспирант кафедры «Механика грунтов и геотехника», «Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет», ososamahegazy46@yahoo.com
Большинство предыдущих исследований было посвящено изучению поведения и распределения отрицательного трения на поверхности цилиндрических свай, несмотря на частое использование конических свай при проектировании и строительстве сооружений из-за простоты их реализации и увеличения их несущей способности по сравнению с цилиндрическими сваями. Данная статья дает представление о концепции, механизме, поведении, распределении и влиянии отрицательного бокового трения, возникающего на поверхности конусных свай, при различных углах сбега в слабых глинистых грунтах. Слабые глинистые грунты, песок и коническая свая были смоделированы как модифицированные линейные и упругие модели Кем-Кли и Мора-Кулона, соответственно. Численный анализ 3D МКЭ был выполнен с использованием ABAQUS (2017), из результатов было установлено, что эффективность использования конических свай вместо цилиндрических для снижения эффекта отрицательного трения на скважинах в слабых глинистых грунтах.
Ключевые слова: слабая глина, нулевая точка, отрицательные силы трения, конусная свая, численное моделирование, ABAQUS.
Введение
Конусные сваи, как и пирамидальные, при вертикальных нагрузках применяют с целью повышения несущей способности сваи за счет увеличения площади ее боковой поверхности, что целесообразно в случае прорезания сваей слабых грунтов или наоборот, при прорезании слоев прочных грунтов и передаче нагрузки нижним концом на слабый грунт. В случае горизонтальных нагрузок применение пирамидальных свай эффективно за счет их развитой верхней части, что позволяет снизить давление на грунт и повысить сопротивление действию изгибающего момента.
По данным ряда исследований, выполненных в песчаных и глинистых грунтах, несущая способность конусных и пирамидальных свай на вертикальную нагрузку существенно зависит от угла сбега а (угла наклона боковой грани сваи) [1-15].
Материалы и методы
Приведены результаты выполненных в настоящей статье исследований работы конусных свай при оседании толщи слабого глинистого грунта, вызванной нагрузкой на его поверхности на двухмерной модели с использованием программы АвАоив 2017 и тех же моделей грунта МСС и сваи ЛУ (Линейно-упругой).
Характеристики грунтов и материала сваи приведены в Таблице 1.
Геометрические размеры моделей грунта и сваи показаны на Рисунке 2.43. Верхний диаметр сваи й1 принимался постоянным, равным 1,2 м, размер нижнего диаметра й2 в зависимости от угла сбега а принимал значения в диапазоне от 0,20, а до 1,20 м.
Слабая глина и песок моделировались моделью Модифицированная кем-клей (МСС)и модель Мора-Кулона соответственно, буровая свая - линейно упругим (ЛУ). Модель контакта «поверхность-поверхность» используется в этом исследовании для моделирования бокового и нормального контакта между сваей и окружающим грунтом с моделью Мора-Кулона с коэффициентом трения 0,32[16].
Поверхность грунта, вмещающего сваю, нагружалась равномерно распределенной нагрузкой q = 45 кПа. На голову сваи передавалась вертикальная нагрузка N = п^макс, где п - шаг нагружения, равный 0,25 в случае висячих свай и 0,50 в случае свай-стоек; Qмакс - максимальная догружающая сила, вызванная трением при оседании грунта в цилиндрической (а = 0) ненагруженной (N=0 кН) свае при q=45кПа, D1=D2=1,20 м.
Рис 1. Геометрические размеры модели грунта- конусной сваи
Таблица 1
Физико-механические свойства^ материалов [17]
Параметр Глина Песок Свая
Y (кН/м3) 16,3 19,4 27
V 0,35 0,3 0,35
Е (кПа) — 1,2* 105 7* 107
Ф 27,9° 25° —
Ф 0° 8,3° —
М 0,98 — —
А 0,14 — —
к 0,012 — —
Ро(кПа) 64 — —
Ко = (1-э1пф) 0,58 0,50 —
К (м/с) 1х 10"8 1 * 10"5 —
В таблице 1 Ysat - удельный вес грунта в насыщенном состоянии, V - коэффициент поперечной деформации, Е - модуль деформации грунта, ф- угол внутреннего трения, Ф - угол расширения, рп - преконсолидирующее давление, К - коэффициент фильтрации, е - коэффициент пористости грунта, Л - угловой коэффициент нормали уплотнения в осях е - 1пР' плоскости к- угловой коэффициент линии набухания в осях е - 1пР' плоскости, М- наклон критического состояния кривой в осях Р'- q плоскости, и q - девиаторное напряжение сдвига.
Результаты и обсуждение
Влияние угла сбега а на типичное распределение сил трения на боковой поверхности конусной сваи показано на Рисунках 2, 3 для всех рассмотренных случаев распределение касательных сил трения на боковой поверхности конусной сваи и продольных осевых усилий по ее нормализованной длине ^^св) в зависимости от угла сбега а.
Эпюры, приведенные на рисунках, указывают на существенное влияния угла сбега на величину и распределения касательных напряжений и осевых усилий по нормализованной длине конусной сваи.
С увеличением угла сбега отрицательное боковое трение уменьшается, по мере увеличения угла конусности, а положительное увеличивается. Нулевая точка, характеризующая степень развития сил отрицательного трения на боковой поверхности сваи у конусных свай расположена ближе к поверхности грунта, чем у цилиндрических (а = 0). Так, согласно Рисунку 2, отрицательное трение на верхней части конусной сваи, уменьшилось с 16 до 12 кПа (примерно на 25 %) при увеличении угла сбега от 0,00° до 1,70°, а положительное боковое трение в нижней части сваи (ниже нулевой точки) увеличилось с 30 до 38 кПа. Нормализованная глубина расположения нулевой точки при этом уменьшилась от 0,62 до 0,47. Это означает, что увеличение угла сбега конусной сваи а с 0,00° до 1,70° уменьшило эффект отрицательного трения примерно на 25 %. Причиной этого явилось уменьшение относительного смещения между грунтом и сваей в зоне отрицательного трения и его увеличение в положительной зоне, что видно из графиков на Рисунке 4.
Таким образом придание свае конусной формы приводит к снижению отрицательных сил трения на ее боковой поверхности, вызванных оседанием окружающего грунта.
На Рисунке 5 представлены графики зависимости влияния угла сбега конусной висячей сваи и сваи-стойки а на нагрузки, возникающего на нижнем торце висячей сваи и сваи-стойки (Ой) в результате оседания грунта под действием поверхностной нагрузки. Графики показывают, что влияние значения угла а на величину нагрузки, передаваемой конусной свай на грунт через ее нижней конец, в случае сваи-стойки больше, чем в случае висячей сваи, но и в том, и в другом случае эта нагрузка уменьшается по мере увеличения угла а.
Для изучения влияния нагружения одиночной конусной сваи нагрузкой от сооружения на распределение сил отрицательного трения на ее боковой поверхности, к свае прикладывалась нагрузка N = п.Омакс, где, как указывалось выше, п -шаг нагружения, равный 0,25 в случае висячих свай и 0,50 в случае свай-стоек; Омакс = 850 кН - максимальная догружающая сила, вызванная трением при оседании грунта в цилиндрической висячей свае й1=Р2=1,2м при q=45кПа, и нагрузке на голову сваи N=0 кН.
Влияние вертикальной нагрузки N на конусную сваю на распределение бокового трения по ее длине приведены на Рисунке 6. Эпюры показывают, что распределение сил отрицательного трения на боковой поверхности конусной сваи при действии вертикальной нагрузки аналогично его распределению в случае цилиндрической сваи при ее диаметре, равном верхнему диаметру конусной сваи (D1=D2=1,2 м), но заметим, что внешняя нагрузка N необходимая для компенсации (превращения в нуль) отрицательного бокового трение вдоль ствола висячей конусной свая зависит от ее угла сбега а и уменьшается от 1,50 до 0,50 Qмакс в результате увеличения а от 0,00° до 1,70°.
Рис 2. Распределение касательных напряжений по нормализованной длине висячей конусной сваи при различных значениях угла сбега а
Рис 3. Распределение осевых усилий по нормализованной длине висячей конусной сваи при различных значениях угла сбега а
Рис 4. Распределение относительных смещений свая-грунт по нормализованной длине конусной висячей сваи при различных значениях угла сбега а
Рис 5. Графики зависимости нагрузки на нижний конец сваи Оо от угла сбега конусной сваи а
Рис 6. Влияние угла а на нагрузку, (Ы), требующуюся для полной нейтрализации отрицательного трения на боковой поверхности висячей сваи и сваи-стойки при д=45 кПа, й1 =1,2 м; и Ьсв=16,8 м
Этот связано с тем, что под действием вертикальной нагрузки (^ происходит вертикальное смещения (осадка) сваи, что приводит к увеличению горизонтальных напряжения в грунте (ахх), окружающем сваю (Рисунок 7), и снижением вертикальных напряжений (аzz) (Рисунок 8), что, в свою очередь, приводит к увеличению значений коэффициента бокового давления грунта на сваю (К°) по ее длине (Рисунок 9) и, следовательно, к уменьшению влияния отрицательного бокового трения на сваю с уменьшением глубины расположения нулевой точки.
Горизонтальное эффективное напряжение, Охх> (кПа) 20 40 60 80 100 120
140
0 0.1 'а о.2
и
3-0.3
я
|о.4
и
3 0.5
X
3 св § 0.6 3
¡0.7
о.
о
х 0.8 0.9 1
-•-ахх, при Ы=0,00Омакс -•-ехх, при Ы=0,25(}макс -♦-ахх. при Ы=0,500макс ахх, при Ы=0,75Рмакс ахх, при 1,00С?макс ахх, при Ы=1,25(3макс ахх, при N=1,50(}макс ахх, при Ы=1,75()макс ахх, при Ы=2,00Омакс
Висячая свая
<2макс=850 кН
Ьсв=16,8 м
0,=1,20м
02=0,20 м
Еп/Е^1,00
Рис 1. Влияние внешней нагрузки на голову висячей конусной сваи (Ы) на распределение горизонтального давления грунта Sxxпо ее длине при а =1,70°
40
Вертикальное эффективное напряжение, а22, (кПа) 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150
0
0.1
^0.2 Г
N0.3
я
1о.4
а о-5
I
¡0.6
§0.7
0
1 0.8 0.9
1
«V»
Рис 8. Влияние внешней нагрузки на голову висячей конусной сваи (Ы) на распределение вертикального давления грунта Szz по ее длине при а =1,7о°
Рис 9. Влияние внешней нагрузки на сваю (Ы) на значения коэффициента горизонтального давления грунта (Ко) на боковую поверхность висячей конусной сваи
Заключение
Из результатов численного анализа было сделано несколько выводов, которые сводятся к следующему:
• Эффективность использования конических свай по сравнению с цилиндрическими в качестве метода снижения влияния отрицательного трения на сваи в слабом глинистом грунте.
• Механизм образования сил отрицательного трения по боковым поверхностям конусных свай тот же, что и у вертикальных свай. Отрицательные силы трения по боковым поверхностям пирамидальных конусных свай уменьшаются по мере увеличением угла наклона их боковых граней.
• Расположение нулевой точки зависит от угла сбега конусной сваи и жесткости грунта под ее пятой в дополнение к внешней нагрузке, воздействующей на ее голову.
Литература
1. Вертынский О. С. Определение несущей способности набивных конических свай //Вестник Саратовского государственного технического университета. - 2006. - Т. 4. - №. 1. - С. 48-82.
2. Полищук А. И., Чернявский Д. А. Расчет несущей способности буроинъекцион-ных конических свай в глинистых грунтах //Основания, фундаменты и механика грунтов. - 2020. - №. 4. - С. 2-4.
3. Пономарев А. Б. Основы исследований и расчета фундаментов из полых конических свай. - 1999.
4.Федоров В. И. Способ определения оптимального угла сбега поверхности стволов пирамидальных или конических свай. - 1992.
5. Хрянина О. В., Белый А. А. Факторы, влияющие на несущую способность пирамидальных свай //Современные научные исследования и инновации. - 2015. - №. 41. - С. 98-104.
6. Хрянина О. В., Галов А. С. Исследование зависимости несущей способности пирамидальной сваи от ее длины //Актуальные проблемы современного фундаменто-строения с учетом энергосберегающих технологий: материалы III Междунар. науч.-практ. конф. - 2013. - С. 126.
7.Чернюк В. П., Голубицкая Г. А. Расчет оптимальной величины наклона граней пирамидальной сваи при действии горизонтальной нагрузки. - 1996.
8. El Naggar M. H., Sakr M. Centrifuge testing of tapered piles, axial behaviour //Proceedings of the 52nd Canadian Geotechnical Conference, Regina, Sask. - 1999. - С. 25-24.
9. Ghazavi M., Lavasan A. A. Bearing capacity of tapered and step-tapered piles subjected to axial compressive loading //The 4th international conference on coasts. Ports & marine structures, ICOPMAS, Tehran, Iran. - 2006.
10. Landanyi B., Guichaoua A. Bearing capacity and settlement of shaped piles in permafrost //International conference on soil mechanics and foundation engineering. 11. -1985. - С. 1421-1424.
11. Liu J. et al. Study on buckling behavior of tapered friction piles in soft soils with linear shaft friction //Advances in Civil Engineering. - 2020. - Т. 2020.
12.Naggar M. H. E., Sakr M. Evaluation of axial performance of tapered piles from centrifuge tests //Canadian Geotechnical Journal. - 2000. - Т. 34. - №. 6. - С. 1295-1308.
13.Nordlund R. L. Bearing capacity of piles in cohesionless soils //Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division. - 1963. - Т. 89. - №. 3. - С. 1-35.
14. Polischuk A. I., Chernyavskii D. A. Calculation of Bearing Capacity of Augercast Tapered Piles in Clayey Soils //Soil Mechanics and Foundation Engineering. - 2020. - Т. 54. - №. 4. - С. 243-280.
15.Wang A., Zhang D. Lateral response and failure mechanisms of rigid piles in soft soils under geosynthetic-reinforced embankment //International Journal of Civil Engineering. -2020. - Т. 18. - №. 2. - С. 169-184.
16. Lv Y. et al. Comparative study of Y-shaped and circular floating piles in consolidating clay //Canadian Geotechnical Journal. - 2016. - Т. 53. - №. 9. - С. 1483-1494.
Numerical analysis of the distribution of negative side friction on the conical pile Znamenskii V.V., Hegazy O.M.,
Moscow State University of Civil Engineering (NRU MGSU)
Most previous studies have focused on the behavior and distribution of negative friction on the surface of cylindrical piles, despite the frequent use of conical piles in structural design and construction due to their ease of implementation and their increased bearing capacity compared to cylindrical piles. This paper gives an insight into the concept, mechanism, behaviour, distribution, and effect of negative lateral friction occurring on the surface of cone piles at different tapered angles in weak clay soils. The weak clay soils, sand and cone pile were modelled as modified linear and elastic Cam-Clay and Mora-Coulomb models, respectively. Numerical analysis of 3D FEM was performed using ABAQUS (2017), from the results it was found that the effectiveness of using conical piles instead of cylindrical piles to reduce the effect of negative friction on boreholes in weak clay soils.
Keywords: Weak clay, zero-point, negative friction forces, cone pile, numerical modelling, ABAQUS. References
1. Vertynsky O. S. Determination of the bearing capacity of stuffed conical piles // Bulletin of the Saratov State Technical University.
- 2006. - T. 4. - No. 1. - S. 48-82.
2. Polishchuk A. I., Chernyavsky D. A. Calculation of the bearing capacity of bored-injection conical piles in clay soils // Foundations,
foundations and soil mechanics. - 2020. - no. 4. - P. 2-4.
3. Ponomarev A. B. Fundamentals of research and calculation of foundations from hollow conical piles. - 1999.
4. Fedorov V. I. Method for determining the optimal angle of run-off of the surface of the shafts of pyramidal or conical piles. -
1992.
5. Khryanina O. V., Bely A. A. Factors affecting the bearing capacity of pyramidal piles // Modern scientific research and innovation.
- 2015. - no. 4-1. - S. 98-104.
6. Khryanina O. V., Galov A. S. Investigation of the dependence of the bearing capacity of a pyramidal pile on its length. scientific-
practical. conf. - 2013. - S. 126.
7. Chernyuk V. P., Golubitskaya G. A. Calculation of the optimal value of the inclination of the faces of a pyramidal pile under the
action of a horizontal load. - 1996.
8. El Naggar M. H., Sakr M. Centrifuge testing of tapered piles, axial behavior // Proceedings of the 52nd Canadian Geotechnical
Conference, Regina, Sask. - 1999. - S. 25-24.
9. Ghazavi M., Lavasan A. A. Bearing capacity of tapered and step-tapered piles subjected to axial compressive loading //The 4th
international conference on coasts. Ports & marine structures, ICOPMAS, Tehran, Iran. - 2006.
10. Landanyi B., Guichaoua A. Bearing capacity and settlement of shaped piles in permafrost // International conference on soil mechanics and foundation engineering. 11. - 1985. - S. 1421-1424.
11. Liu J. et al. Study on buckling behavior of tapered friction piles in soft soils with linear shaft friction //Advances in Civil Engineering. - 2020. - T. 2020.
12. Naggar M. H. E., Sakr M. Evaluation of axial performance of tapered piles from centrifuge tests //Canadian Geotechnical Journal. - 2000. - T. 34. - No. 6. - S. 1295-1308.
13. Nordlund R. L. Bearing capacity of piles in cohesionless soils // Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division. - 1963. - T. 89. - No. 3. - S. 1-35.
14. Polischuk A. I., Chernyavskii D. A. Calculation of Bearing Capacity of Augercast Tapered Piles in Clayey Soils //Soil Mechanics and Foundation Engineering. - 2020. - T. 54. - No. 4. - S. 243-280.
15. Wang A., Zhang D. Lateral response and failure mechanisms of rigid piles in soft soils under geosynthetic-reinforced embankment // International Journal of Civil Engineering. - 2020. - T. 18. - No. 2. - S. 169-184.
16. Lv Y. et al. Comparative study of Y-shaped and circular floating piles in consolidating clay //Canadian Geotechnical Journal. -2016. - T. 53. - No. 9. - S. 1483-1494.
