CC BY
138
МИРОВОЙ ОПЫТ В ПРОЕКТИРОВАНИИ СВАЙ В СКАЛЬНЫХ
ГРУНТАХ
INTERNATIONAL EXPERIENCE IN DESIGNING PILES IN ROCK
М.Г. Зерцалов, M.B. Никишкин
МГСУ ИЭВПС, кафедра ПОГР
В статье рассматривается мировой опыт в проектировании свай в скальных грунтах.
The article deals with global experience in the design of piles in rock.
Активное строительство на территории России высотных зданий всё чаще ставит перед проектировщиками вопрос о необходимости передачи на грунты основания нагрузок значительно превышающих их расчётное сопротивление. В таких случаях нередко используются свайные фундаменты, в том числе опирающиеся на скальные грунты. Как пример, можно привести строительства комплекса Москва-Сити.
В настоящее время основным нормативным документом в России, определяющим расчёт свай, опирающихся на скальные грунты, является СНиП 2.02.03-85 «Свайные фундаменты» [1], в которых несущая способность сваи определяется с помощью формулы:
Fd=ycRA (1)
где yc - коэффициент условий работы сваи в грунте, принимаемый yc = 1, A - площадь опирания на грунт сваи м2, R - расчетное сопротивление грунта R под нижним
концом сваи-стойки, кПа
Я=^+1'5> (2)
где Rcn - нормативное значение предела прочности на одноосное сжатие скального грунта в водонасыщенном состоянии, кПа (тс/м2 ), yg - коэффициент надежности по грунту, принимаемый yg=1,4, ld - расчетная глубина заделки набивной, буровой свай и сваи оболочки в скальный грунт, м, df - наружный диаметр заделанной в скальный грунт части набивной и буровой свай и сваи-оболочки
В соответствии с формулой (2) несущая способность сваи определяется прочностью скального грунта на одноосное сжатие под её нижним концом и диаметром. В случае заглубления сваи в грунт, при расчёте её несущей способности, вводится коэффициент, принимающий во внимание глубину заделки и, таким образом, учитывающий сопротивление по боковой поверхности сваи.
Но если обратиться к мировому опыту, например, согласно Канадскому руководству по проектированию фундаментов CGS (1992) [2] сваи устроенные в скальных грунтах передают нагрузку тремя способами
- только через сопротивление по боковой поверхности сваи;
- только через несущую способность скального грунта под нижним концом сваи;
- через комбинацию того и другого;
Несущую способность сваи обеспеченную как по боковой поверхности, так и под нижним концом сваи обычно вычисляют с использованием опытных соотношений,
_МГСУ
выведенных из полевых испытаний. Существует два основных типа полевых испытаний: испытания на растяжение или испытания на сцепления, которые измеряют только сопротивление на боковой поверхности, и испытания на сжатие, которые измеряют либо сопротивление на боковой поверхности, либо сопротивлением грунта под нижним концом сваи, либо оба одновременно.
После окончания испытаний вычисляют сопротивление по боковой поверхности, xmax, и сопротивление под нижнем концом, qmax, следующими зависимостями:
W =Qs/As (3 a)
qmax = Qb/Ab (36)
где As = tcLB - периметр сваи, Ab = лВ2/4 - основание сваи, L - величина заглубления сваи, B - диаметр заделки, Qs - нагрузка воспринимаемая боковой поверхностью, Qb - нагрузка воспринимаемая грунтом под концом сваи.
Предельное сопротивление по боковой поверхности xmax и сопротивление грунта под нижним концом сваи qmax обычно согласовываются с пределом прочности на одноосное сжатие, ос. Например, xmax часто связывает ос с коэффициентом сцепления а, а = Xmax/ (4)
Вплоть до середины 1970х, определение несущей способности по боковой поверхности была основана на экстраполяции опытных данных полученных на испытаниях в глинах. Программы изыскания полевых исследований, проводимые в различных частях света (например Roseberg and Journeaux 1976 [14]; Horvath 1978 [5] и Williams 1980 [17]) показали, что коэффициенты сопротивления для скального грунта выше, чем в глинистом грунте. Исследования показали, что это связано с шероховатостью поверхности скважины. На основании этих исследований были получены зависимости для определения несущей способности по боковой поверхности. Reynolds and Kaderabek (1980) [13]: xmax = 0,3 oc (5) Gupton and Logan (1984) [4]: xmax = 0,2 oc (6)
Reese and ONell (1987) [12]: Xmax = 0,15 oc (7)
Roseberg and Journeaux (1976) [14] предложили следующую зависимость между предельным сопротивлением по боковой поверхности сваи и прочностью на одноосное сжатие:
Xmax = 0,375( 0С)0,515 (8)
Meigt and Wolshi [9] (1979) предположили следующую зависимость:
Xmax = 0,22( 0С)0,6 (9)
Основанные на анализе 202 точек на графике из лаборатории и полевых испытаний на нагрузку, Horvath 1982 [6] предлагает следующую зависимость:
Xmax = 0,2 ДО 0,3( 0С)0,5 (10)
Шероховатость стенок скважины - фактор который влияет на сопротивление по боковой поверхности. Степень шероховатости зависит от типа бурильного оборудования и жесткости скального массива. Работы Williams и др. (1980) [17] показали, что скважины с гладкими стенками проявляют хрупкое разрушение, в то время, как скважины, имеющие достаточную шероховатость проявляют пластичное разрушение.
В результате этих исследований, были разработаны классификации которые определяют шероховатость количественно. Одна такая классификация, предложенная Pells и др. (1980) [11] основана на размере и частоте щероховатости в стенках скважины (табл. 1.1). Основываясь на данной классификации, Rowe and Armitage (1987b) [15] предложил следующую зависимость для скважин с разной шероховатостью: Tmax = 0,45( 0С)0,5 для углублений с шероховатостью R1, R2 или R3 (11а) Tmax = 0,6( 0С)0,5 для углублений с шероховатостью R4 (116)
Таблица 2.1. классы шероховатости по Pells и др. (1980)
Класс Шероховатости Описание
R1 Скважина с гладкими стенками, расстояние между зубцами или высота зубца менее 1 мм.
R2 Высота зубца 1-4 мм, шириной больше, чем 2 мм, с расстоянием между зубцами от 50 до 200 мм
R3 Высота зубца 4-10 мм, шириной больше, чем 5 мм, с расстоянием между зубцами от 50 до 200 мм
R4 Высота зубца более, чем 10 мм, шириной больше, чем 10 мм, с расстоянием между зубцами от 50 до 200 мм
Как указано выше, шероховатость стенки углубления, являющейся важным фактором контроля развития сопротивления по боковой поверхности, активно изучалось. Другие факторы такие, как трещины в скальном массиве и геометрия углубления также изучались некоторыми исследователями.
Исследования Williams и др. (1980) [17] показали, что существование трещин в скальном массиве понижает сопротивление по боковой поверхности сваи Они выработали опытную зависимость между сопротивлением по боковой поверхности сваи трещиноватой породы и понижающего коэффициента j, показанного на рисунке 2.8, в котором:
Pw = f(j), j = Em/Ei (12)
где Em модуль упругости скального массива, Ei - модуль упругости не нарушенного скального массива, pw - понижающего коэффициента сопротивления по боковой поверхности
й*_I_I_I_I_
о ог о о-а о« 1-й
i
Рис 1.1. График зависимости понижающего коэффициента сопротивления по боковой поверхности и понижающего коэффициента]
_МГСУ
Pabon and Nelson (1993) [9] изучал влияние слабых прослоек в скальном массиве, они сделали вывод, что сопротивление по боковой поверхности в таких грунтах намного меньше, чем в не поврежденном скальном массиве.
В отличие от сопротивления по боковой поверхности сваи, выдвигались многочисленные теории для оценки сопротивления грунта под нижним концом сваи. Из-за большого разнообразия теоретических результатов, были выведены эмпирические и полуэмпирические зависимости.
Подобно предельному сопротивлению по боковой поверхности, многие испытатели сравнивают сопротивление грунта под нижним концом сваи, qmax, с прочностью на одноосное сжатие скального массива. Некоторые из предложенных зависимостей:
Coates (1967) [3] qmax=3oc (13)
Teng (1962) [16] qmax=(5-8)Oc (14)
Rowe and Armitage (1987b) [15]qmax=2.7oc (15)
Исследования Pells and Turner (1980) [16] показали, что наличие трещин в скальном массиве может значительно повлиять на прочность скалы. В результате, были выведены зависимости с учетом размера и частоты трещин в скальном массиве. Канадское руководство по проектированию фундаментам (CGS 1992) [2] предлагает вычислить несущую способность основания по следующей формуле:
^ D ^-sp
qmax =3ос KspDD (16)
где Ksp = [3+s/B][10(1+300g/s)0'5] - эмпирический коэффициент, s - расстояние между трещинами, B - диаметр заделки, g - ширина трещины, D = 1+0.4(L/B) < 3.4 -фактор глубины, L - глубина заделки.
Kulhawy and Goodman (1980) [17] предоставили метод, который учитывает трещинноватость, используя или расстояние между трещинами, или показатель качества массива (RQD). Авторы представляют следующее отношение
qmax = JcNcr (17)
где J - поправочный коэффициент, зависимый от расстояния между трещин, c -сцепление, и Ncr - модифицированный коэффициент несущей способности, являющийся функцией угла внутреннего трения ф и расстояния между трещинами. Коэффициенты J и Ncr определяются по специальным графикам.
В качестве примера действующего метода расчета рассмотрим метод расчета Rowe and Armitage.
Типичный расчетный график, разработанный на основе анализа метода конечных элементов Rowe and Armitage (1987) [15], показан на рисунке 1.2, на котором нижней пунктирной линией показано решение задачи теорией упругости (без проскальзывания), а верхней пунктирной линией - полные условия проскальзывания (xavg/ xmax=1). Краткий обзор расчетного метода представим следующим образом:
1. Определяем следующие параметры расчета: а - допустимая расчетная осадка, wt;
б - диаметр сваи, В; в - прикладываемая нагрузка, Qt; г - предел прочности на одноосное сжатие ос; д - модуль материала сваи , Ep.
2. Вычислить предельное сопротивления по боковой поверхности, xmax, в соответствие с уравнением (2.9), то есть:
xmax=0.45(oc)0 5 для заделки с шероховатостью R1, R2 или R3 (18)
xmax=0.6(oc)0 5 для углублений с шерох-стью R4 (19),
Рис. 1.2. I=ErBwt/Qt, Qt - общая приложенная нагрузка на головку сваи; wt - перемещение головки сваи; B - диаметр сваи; Er - модуль Янга скального массива; Ep- модуль Юнга сваи; L - длина ceau;zagv - среднее сопротивление по боковой поверхности; zmax -предельное значение сопротивления по боковой поверхности
3. Вычислить модуль деформации Юнга для ненарушенных пород, Ei, следующим образом:
Ei=215(0cf5 (20),
4.Применить понижающий коэффициент к xmax и Ei для нахождения проектных значений для сопротивления по боковой поверхности и модуля не нарушенного скального массива, то есть:
max
Ed=feEi
гдеf и fE - понижающие коэффициенты. По словам Rowe and Armitage (1987) [15], должно быть использовано значение, по крайней мере, равное 0,7 как для f, так и для fE. Частные коэффициенты, равные 0,7, выбраны для обеспечения эксплуатационной надежности, в случае превышения расчетной осадки менее чем на 30% (Rowe and Armitage (1987) [15]).
5. Вичислить (L/B)max, необходимой при полной нагрузке Qt, действующей на боковую поверхность
Qt
max nB2r^
6. Рассчитать коэффициент влияния осадки, Id, (22)
(21)
7. Данный шаг включает выбор длины сваи, с учетом возможного скольжения на поверхности контакта свая-скальный грунт. Для этого подбирается подходящая номограмма для значений Ep/Er = Ep/Ed и Eb/Er из изданных Rowe and Armitage (1987) [15](например см. рис. 1.2):
(а) Провести прямую линию между координатами (L/B=0, Qb/Qt = 100%) и (L/B=Lmax/B, Qb/Qt = 0, где Qb - нагрузка на основание) (см. Рис. 1.2)
(б) Определить пересечение между прямой линией и номограммой, соответствующей коэффициенту влияния осадки Id, вычисленный в пункте 6 (см. Рис. 1.2).
Координата данной точки является проектным значением (L/B)d и соответствующее (Qb/Qt )d. Далее переходим к пункту 8.
(в) Если точка не определена, необходимо проверить возможность проектирования сваи в данных условиях. Выбрать подходящий график из множества других решений, представляющий упругое решение (без условий скольжения) (см. рис. 1.3) и нарисовать горизонтальную линию для I = Id. Найти пересечение данной линии с кривой для подходящего значения Ep/Er = Ep/Ed :
(г) Если есть точка пересечения на данной кривой, Требуемое L/B может быть получено как показано на рис. 1.3. Соответствующая нагрузка передаваемая на основание Qb/Qt определяется из на рис. 1.4. Переходим к пункту 8
(д) Если точка так и не найдена возвращаемся к первому пункту и повторяем методику. .
Рис. 1.3. Расчет сваи для условий без скольжения (по Rowe
and Armitage (1987)), I=ErBwt/Qt, Qt - общая приложенная нагрузка на головку сваи; wt - перемещение головки
сваи; B - диаметр сваи; Er -модуль Янга скального массива; Ep- модуль Юнга сваи; L -длина сваи;
Рис. 1.4. Расчет сваи для условий без скольжения (по Rowe and Armitage (1987), Qt -общая приложенная нагрузка на головку сваи; wt - перемещение головки сваи; B - диаметр сваи; Er - модуль Янга скального массива; Ep- модуль Юнга сваи; L - длина сваи;
8. Как только расчетные значения L/B и Qb/Qt определены, проверим, что давление под концом qb = Qb / лВ*В, не превышает максимального рекомендованного значения 2,5ос.
В случае слоистого скального грунта, Rowe and Armitage (1987) [15] предложили следующие зависимости для xmax и Ei:
L max =Sxs+(1-S)Xmax (23)
E*i=SEb+(1-S)Ei (24)
S - отношение длины прослоек к общей длине углубления (т.е. S = £ (толщина прослоек)/Щ;
tmax* и Ei* - измененные сопротивления на сдвиг и модули ненарушенной горной породы, соответственно.
xs и Es - сопротивления на сдвиг вдоль прослоек и модули прослоек, соответственно.
В заключение можно отметить, что рекомендуемая в СНИП 2.02.03.-85 и используемая в нашей стране методика, не учитывает факторы, влияющие на работу сваи в скальных грунтах, Кроме того, она не позволяет определить, возникающие при этом осадки.
Используемые в зарубежной практике методики, хотя и учитывают специфику взаимодействия свай со скальным массивом, дают осреднённые результаты. Всё это свидетельствует о том, что исследования в данной области должны быть продолжены, при этом особое внимание должно быть уделено разработке новых, более совершенных методик расчёта.
Литература:
1. СНиП 2.02.03-85 «Свайные фундаменты»
2. CGS. (1992). Canadian Foundation Engineering Manual, 3rd Ed. Canadian Geotechnical Society, Toronto, Ont.
3. Coates, D. F. (1967). Rock mechanics principle. Energy Mines and Resources, Ottawa, Canada, Monograph 874.
_МГСУ
4. Gupton, C, and Logan, T. (1984). "Design guidelines for drilled shafts in weak rocks of south Florida." Proceedings, South Florida Annual ASCE Meeting, ASCE.
5. Horvath, R. G., Kenney, T. C., and Trow, W.P. (1980). "Results of test to determine shaft resistance of rock-socketed drilled piers." Proceedings, International Conference on Structural Foundations on Rock, Sydney, 1, 349-361.
6. Horvath, R. G. (1982). Drilled piers socketed into weak shale - methods of improving performance. Ph.D. Dissertation, University of Toronto, Toronto, Ontario, Canada.
7. Kulhawy, F. H., and Goodman, R. E. (1980). "Design of foundations on discontinuous rock." Proceedings, International Conference on Structural Foundations on Rock, Sydney, 1,209-220.
8. Meigt, A.C., and Wolski, W. (1979) "Design parameters for weak rock." Proceeding, 7th European Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Brighton British Geotechnical Society, 5, 57-77.
9. Pabon, G., and Nelson, P. P. (1993). "Behavior of instrumented model piers in manufactured rock with a soft layer." Geotechnical Special Publication No. 39, ASCE, 260-276.
10. Pells, P. J. N., and Turner, R. M. (1979). "Elastic solutions for the design and analysis of rock-socketed piles." Canadian Geotechnical Journal, 16,481-487.
11. Pells, P. J. N., and Turner, R. M. (1980). "End-bearing on rock with particular reference to sandstone." Proceedings, International Conference on Structural Foundations on itodfc, Sydney, 1, 181-190.
12. Reese, L.C., and O'Neill, M. W. (1987). "Drilled shafts: construction procedures and design methods." Design manual, U.S. Department of Transportation, Federal Highway Administration, Mclean, VA.
13. Reynolds, R. T., and Kaderabek, T.J. (1980). "Miami limestone foundation design and construction." ASCE, New York, N. Y.
14. Rosenberg, P., and Journeaux,N. L. (1977). "Friction and bearing tests on bedrock for high capacity socket design." Canadian Geotechnical Journal, 113(3), 324-33.
15. Rowe, R. K., and Armitage, H. H. (1987b). "A design method for drilled piers in weak rock." Canadian Geotechnical Journal, 24,126-142.
16. Teng, W. C. (1962). Foundation Design. Prentice-Hall Inc., Englewood Cliffs, N.J.
17. Williams, A. F. (1980). The design and performance ofpiles socketed into weak rock. Ph.D. dissertation, Monash university, Clayton, Victoria, Australia.
Ключевые слова: фундаменты в скальных грунтах, буронабивные сваи, несущая способность свай, сопротивление сваи сдвигу, несущая способность основания, параметры сопротивления сдвигу скального грунта, дилатансия скальных массивов, шероховатость стенок скважины.
Key words: foundation in rocks, drilled shafts, piers, bearing capacity of pears, shear resistance of pears, bearing capacity of rocks, shear parameters of rocks, dilation of rock masses, roughness of shaft walls.
Статья представлена Редакционным советом «Вестник МГСУ»
