CC BY
248
УДК 624.131.22+69.032.22+624.154 А.А. Григорян
НИИОСП им. М.Н. Герсеванова
НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ И ОСАДКИ БУРОНАБИВНЫХ СВАЙ ДЛЯ ВЫСОТНОГО СТРОИТЕЛЬСТВА НА ГЛИНИСТЫХ ГРУНТАХ С УЧЕТОМ НОВОГО СУЩЕСТВА РАЗРУШЕНИЯ ИХ ОСНОВАНИЙ
Для обеспечения безопасности строительства высотных зданий в неплотных глинистых грунтах следует выполнять расчет по несущей способности. Предложеный новый механизм разрушения оснований объясняет сущность понятия — несущая способность. Грунтовая среда рассмотрена как дискретная, а не сплошная. В натурных испытаниях получено распределение напряжений в сечениях ствола и по пяте длинных вертикально нагруженных бурона-бивных свай. Рассмотрена эффективность ряда мероприятий по увеличению сопротивления по их нижнему концу для массового строительства.
Ключевые слова: поверхность рарушения, просадочный при замачивании глинистый грунт, сваи с уплотненным забоем, незатухающая осадка сваи, струнные датчики.
Современное строительство в России в основном идет по пути дальнейшего увеличения нагрузок, передаваемых от фундаментов на грунтовое основание. Давление под подошвой фундаментов высотных зданий и сооружений возрастает до 1,0 МПа и более. Подавляющая часть территории России поверху сложена осадочными породами, представленными в основном сжимаемыми глинистыми грунтами.
Проблема строительства состоит в восприятии таких нагрузок в мегаполисах. При залегании неплотных глинистых грунтов на больших глубинах под тяжелонагружен-ными фундаментами может произойти недопустимая потеря прочности (несущей способности) основания. В результате этого могут развиться недопустимые неравномерные осадки и крены сооружений, длительно незатухающие деформации, провалы отдельных частей и даже сооружений в целом. Отечественные нормативы до настоящего времени не дают четкого решения этой проблемы.
Теоретические основы механики грунтов, на наш взгляд, отстают от запросов практики строительства. Начало общей теории предельного равновесия было положено трудами Кулона, Прандтля и др. Было предложено большое число расчетных схем для глубоких фундаментов с внесением допущений, как правило, искажающих реальное поведение грунта в их основании. В этих схемах линии скольжения направлены вверх из-под фундамента, что соответствует выпору грунта [1]. Существующие теоретические решения часто кинематически невозможны. Однако при малом заглублении фундамента и действии существенной наклонной нагрузки схема с выпором грунта вверх не утрачивает своего значения. В этих решениях грунтовая среда предполагается сплошной [2, 3], а иногда и несжимаемой.
С 1960 по 2003 гг. автором с учениками проводились натурные экспериментальные исследования напряженно-деформированного состояния системы «фундамент — основание» со штампами и сваями (одиночными и в составе групп) [1, 4, 5]. Грунтовая среда представляла собой глинистые грунты, в основном просадочные при замачивании. Эксперименты в просадочном грунте выполнялись либо в природном состоянии низкой влажности, либо в замоченном состоянии, но без проявления просадок от действия собственного веса вышележащего грунта. В этих условиях можно рассматривать закономерности как полученные в обычных непросадочных глинистых грунтах, что экспериментально подтверждалось.
Длинные набивные сваи всегда прорезали просадочные и заглублялись в непроса-дочные грунты.
В отечественной практике за исходные позиции при проектировании приняты закономерности развития различных фаз деформации грунта в основании сооружений под действием возрастающей нагрузки [6]. Эти позиции не учитывают изначально принятого для упрощения теории важного допущения, что сопротивление сдвигу грунтов не зависит от величины деформаций [2].
Для обоснования существа разрушения предлагаем следующие четыре фазы состояния грунта [6]. Первая фаза уплотнения грунта с осадками, близкими к прямолинейным. Вторая фаза характеризуется формированием уплотненного ядра под фундаментом и областями сжатия со сдвигом, причем сжатие грунта (объемная деформация уплотнения) происходит по радиально направленным столбикам и сдвигом между ними (рис. 1).
Третья фаза характеризуется образованием общей (первой) поверхности разрушения, когда по всей границе зоны деформации грунта под фундаментом наступает предельное состояние. При этом грунт из-под фундамента перемещается вниз и в стороны без выпора вверх. Отсутствие объемных деформаций наблюдается только в предельный момент, после которого под действием той же постоянной нагрузки вновь происходит уплотнение и сдвиг до образования следующей поверхности разрушения уже в фазе четвертой. Четвертая фаза — прогрессирующее разрушение с возникновением последующих (подобных первой) поверхностей разрушения, но в сдвинутом вниз на определенный интервал положении [4, 5]. Таким образом, в однородном грунте происходит незатухающая осадка сваи до изменения граничных условий. Однако дополнительное воздействие может вновь нарушить равновесие системы, и осадка будет продолжаться. Осадка сваи происходит не непрерывно, а скачкообразно, характеризуя процесс разрушения дискретной среды в отличие от сплошной.
Эти положения, подтвержденные натурными экспериментами, были наглядно проиллюстрированы опытами в лотке с моделями свай в послойно укладываемом глинистом грунте [4, 5]. Нагружение модели вертикальной нагрузкой сначала привело к
первому срыву с наблюдаемыми за стеклянной стенкой лотка искажением прямоугольной сетки из окрашенных полос и четкой границей зоны деформации (рис. 2).
Под действием той же предельной нагрузки возникло аналогичное искажение сетки в сдвинутом вниз положении. Каждый срыв модели происходил с образованием симметричных трещин, исходящих от ствола сваи. На рис. 2 видны три пары трещин у модели с уширенной пятой. Размеры модели в этом опыте: диаметр ствола 20 мм, уширенной пяты 60
мм, длина 350 мм. Сухой суглинок укладывался Рис. 2. Деформации в осно- , , 3 „
вании модели сваи с уширенной слоями до плотности 1,65 г/см . Опыты выполнял
пятой А.Г. Чахвадзе.
Рис. 1. Смещения фиксаторов в пределах зоны деформаций грушевидной формы у нижнего конца сваи на глубине 6,5 м (1.. .5 — линии с фиксаторами деформаций до испытания сваи. Боковые границы столбиков обозначены пунктиром)
Крупномасштабных исследований напряженно-деформированного состояния длинных свай для решения проблем высотного строительства в глинистых грунтах, на наш взгляд, явно не достаточно. В связи с этим, по-видимому, представляет интерес комплексное исследование напряженно-деформированного состояния системы свая — грунт, проведенное с набивными сваями разной конструкции в одних и тех же грунтовых условиях Волгодонского завода тяжелого машиностроения. Испытания проводились в течение 10 лет на разных площадках со сваями обычной конструкции, тензо-метрическими сваями, буронабивными сваями с уширенными пятами, заглубленными штампами, буронабивными сваями с уплотнением грунта в забое скважины.
Грунты застраиваемой территории до глубины 35 м сложены эоловоделювиаль-ными отложениями, представленными слоями лессовидных суглинков трех террас. Ниже расположены аллювиальные суглинки, мелкие пески, гравелистые пески, общей толщиной до 36 м и на глубине 60 м третичные майкопские глины. Верхние слои суглинков, чаще всего до глубины 20 м от поверхности земли, просадочны от замачивания. Уровень грунтовых вод находился на глубине около 25 м. Основные характеристики физико-механических свойств грунтов даны в табл.
Табл. 1. Основные характеристики физико-механических свойств грунтов
Место испытания Глубина отбора, м Природная влаж ность W Плотность в сухом состоянии, Ра,г/с м3 Пластичность Пори-сто-сть п Угол внутренне- го трения Ф, град Сцеп- ле-ние с Модуль дефор-формации Е
WL К
1. Волгодонск 8...21 0,15 1,56 0,33 0,20 0,13 0,42 17 0,024 12
2. Вол-
>21 0,18 1,62 0,35 0,21 0,14 0,40 19 0,03 22
годонск
Для измерения продольных усилий по длине вертикально нагружаемых свай и под их концами на ряде других опытных площадок Украины мы применяли специальные тензометрические элементы, в которых использовались электрические датчики сопротивлений. Однако нас не удовлетворяла стабильность их показаний. Поэтому для длинных буронабивных свай мы впервые использовали струнную аппаратуру системы НИС Гидропроекта. Эксперименты выполнял И.И. Хабибуллин. В основу струнных датчиков положен принцип измерения частоты собственных колебаний отрезка стальной струны, изменяющейся при нагружении. На показания струнных приборов практически не влияют изменения влажности, температуры, состояние изоляции подводящих кабелей и т.п., благодаря чему их показания отличаются стабильностью.
Опытные сваи диаметром 1 м, длиной 18 м прорезали слои неплотных, маловлажных грунтов, просадочных от замачивания, и на 3 м заглублялись в плотные непроса-дочные суглинки с коэффициентом пористости е = 0,662. Сваи устраивались из котлована глубиной 6 м как у строящегося корпуса завода. В котловане были устроены три буронабивные тензосваи в грунтах природной влажности, затем грунты вокруг каждой сваи локально замачивались до водонасыщения. Далее сваи нагружались статической нагрузкой по методике ГОСТ 5686—69 с помощью гидравлических домкратов ДГ-500. Методика замачивания грунтов и нагружения свай приведена в [4, 5]. Срыв всех трех свай произошел при нагрузке Р = 3420 кН (рис. 3, а).
ti as 1 1.5 г 2,i з р,рн
Рис. 3. Графики зависимости: а — осадки 5 от нагрузки Р для свай 1, 2, 3; б — роста контактных напряжений стп в плоскости нижнего конца свай 1, 2, 3 от их нагружения
Осадки свай до срыва не превышали 1,5 см. По данным измерений построены эпюры нормальных напряжений ст„ в сечениях сваи 1...1У (правая эпюра на рис. 4, полученная при срыве сваи).
напряжений on, в сечениях сваи n и касательных напряжений fn по стволу сваи
Удельные силы бокового трения вычислялись по формуле
/- = . (1) пБЬ К ,
где N и Ы2 — продольные силы в соседних сечениях по длине сваи, кН; Б — диаметр ствола сваи, м; Ь — длина участка сваи между сечениями, м.
Как показали данные измерений, по мере нагружения сваи включается в работу боковое сопротивление по стволу в направлении сверху-вниз. Сопротивление на нижерасположенном участке включается в работу после того, как полностью исчерпается сопротивление на вышерасположенном. В итоге, когда наступает срыв сваи — в данном эксперименте при Р = 3420 кН, эпюра удельных сил бокового трения близка к прямоугольной, а значения /п практически постоянны в однородном грунте и равны ~0,062 МПа (левая эпюра на рис. 4). Вследствие того, что опытная площадка была на 6 м глубже поверхности земли, самый верхний участок сваи длиной до 6 м полностью включился в работу, а в других наших экспериментах наблюдался постепенный рост сопротивления от 0 до некоторого постоянного значения [4, 5].
В период роста сопротивлений по стволу сваи нагрузка на ее нижний конец практически не передавалась, включая и вес самой сваи. Нормальные напряжения в плоскости нижнего конца сваи перед срывом свай составили 0,35...0,45 МПа. Резкое увеличение этих напряжений до 1,25 МПа произошло только после срыва сваи под критической нагрузкой, т.е. когда происходила существенная осадка сваи (см. рис. 3, б). Нормальные напряжения в плоскости нижнего конца сваи в процессе ее срыва увеличивались прямо пропорционально росту осадки сваи. Максимальная осадка в опытах составила 70 мм, после чего свая разгружалась.
Таким образом в натурном эксперименте с длинными буронабивными сваями была получена небольшая доля от общей нагрузки (Рпр = 3170 кН), переданная в предельном состоянии на нижний конец, а именно для сваи № 1 — 304 кН; № 2 — 297 кН; № 3 — 319 кН, что составило около 10 % от Рпр. По мере развития осадки
сваи при Ркр под нижним концом сваи шло уплотнение грунта в соответствии с данными натурного эксперимента на рис. 1. Сваи в рассмотренных экспериментах работали как сваи трения.
Для увеличения сопротивления под нижним концом длинных набивных свай в течение последних десятилетий получили развитие следующие мероприятия:
устройство уширенных пят;
уплотнение грунтов под пятой сваи и на самом нижнем участке ствола сваи;
закрепление грунтов под пятой сваи.
Особенно тщательно и многократно в натурных условиях исследовалась эффективность устройства уширенных пят. Путем прямых сопоставлений несущей способности у свай без уширения и с уширенными пятами на пяти опытных площадках в разных регионах была доказана очень небольшая эффективность устройства уширенных пят у длинных свай. Увеличение несущей способности при наиболее часто применяемых размерах ствола и уширения (диаметр ствола d = 0,6 и 1,0 м, уширенной пяты ёу = 1,6 и 2,2 м при длине свай 12.16 м) составило менее 20 %. Очевидно достаточно на несколько метров увеличить длину сваи в том же грунте, и будет тот же результат по несущей способности [8]. В натурном эксперименте со сваями в грунтах природной низкой влажности были измерены дополнительные вертикальные напряжения на уширения вследствие их разбуривания, отрицательно влияющие на работу свай с уширенными пятами [9].
Следует отметить, что с некоторой глубины с ростом отношения длины сваи к ее диаметру уширение пяты в работу не включается и делать уширение бесполезно. По данным натурных испытаний это наблюдается при длине свай более 18 м при соотношении I / d > 20.
Как было отмечено выше, у длинных свай велико сопротивление по боковой поверхности, а доля пяты в общем сопротивлении незначительна. При опирании длинных свай на недостаточно плотные (сжимаемые) грунты полная реализация сил сопротивления по боковой поверхности наступает при малых (до 1 см) осадках, большей частью упругих.
После реализации сил сопротивления по боковой поверхности включается в работу уширенная пята, и при недостаточной прочности грунта под пятой скорость осадки сваи резко возрастает и наступает ее срыв.
Несмотря на убедительные результаты натурных исследований и получение ясности в объяснении причин неэффективности уширений у длинных свай, в практике последних лет их продолжают применять.
Во вновь подготовленном документе — Своде правил по проектированию свайных фундаментов — несущую способность по нижнему концу набивной сваи с уши-рением и без уширения определяют путем умножения площади (в первом случае пло-
щади поперечного сечения уширения в месте наибольшего его диаметра) на одно и то же расчетное сопротивление грунта под нижним концом сваи. Чтобы не получить ошибки до двух-трех раз в опасную сторону при применении в указанных случаях уширенных пят, придется существенно увеличить коэффициент запаса.
С целью уплотнения грунта у нижнего конца сваи нами с Ю.А. Чиненковым разработаны специальные конструкции свай с уплотнением грунта в забое скважины и технология их изготовления [4, 5].
Это уплотнение достигалось путем втрамбования щебня в дно скважины трамбовкой специальной конструкции с массой до 5 т либо забивкой в дно скважины железобетонного элемента. Конструкции, размеры и форма предлагаемой трамбовки позволяют осуществить уплотнение в скважинах диаметром около 1 м и глубиной до 30 м. Применяются сваи с пробитыми концами при проектировании сооружений в супес-чано-суглинистых грунтах неплотного сложения и со степенью влажности грунта
Статические испытания буронабивных свай с уплотненным забоем, проведенные с замачиванием грунтов основания, приведены на графике зависимости осадки сваи от нагрузки 5 = /(Р) (рис. 5).
Рис. 5. Графики зависимости осадки сваи 5 от нагрузки Р: 1 — для сваи диаметром 1 м, длиной 18 м с пробитым концом; 2 — для обычной буронабивной сваи тех же размеров
График до начала срыва имеет два участка: первый — ОА близок к прямолинейному, характеризуется малым перемещениями 3.. .5 мм, близкими к величине упругого сжатия ствола. При этом почти вся нагрузка передается через боковую поверхность сваи, а на пяту приходится незначительная нагрузка, т.е. работа сваи полностью повторяет поведение буронабивной сваи обычной конструкции. В т. А все испытанные сваи с пробитым концом дают перелом кривой. После перелома включается в работу пята сваи, и перемещения сваи интенсивно растут, однако на каждой ступени нагру-жения в пределах второго участка АВ наблюдается стабилизация деформаций во времени. При этом пята сваи работает как заглубленный штамп.
Срыв сваи, изготовленной в скважине с пробитым концом, начинается в т. В при нагрузке Р = 4,8 МН. Сравнение графиков нагрузка — осадка сваи с уплотненным забоем с данными испытания тензометрической сваи (см. рис. 3, б) показало, что за счет уплотнения забоя сопротивление по нижнему концу буронабивной сваи увеличилось в 4 раза (от 0,4 до 1,6 МН). Таким образом достигается увеличение сопротивления свай
sr < 0,7.
по нижнему концу, и можно отказаться от трудоемкой операции по зачистке скважин от разрыхленного грунта. Автором с Ю.А. Чиненковым были разработаны и в 1982 г. выпущены институтом НИИОСП «Рекомендации» [10].
Мероприятия по закреплению грунтов в основании одиночной сваи по данным их использования в тех же грунтовых условиях, при той же глубине скважины дают аналогичные результаты.
Экспериментальных данных и результатов исследований поведения свайных фундаментов в глинистых сжимаемых грунтах в натуре для надежного решения проблем строительства мегаполисов, на наш взгляд, не достаточно. Вопрос о взаимовлиянии свай в фундаменте в расчетах несущей способности свайных фундаментов из свай длиной до 6 м относительно легко решается экспериментальным и расчетным путями [4, 5]. Для длинных свай в этом вопросе нет единого мнения. Еще сложнее стоит вопрос о расчете свайных фундаментов по деформациям.
Для строительства уникальных высотных зданий и сооружений представляется перспективным использование конструкций свайно-плитных фундаментов с мощной плитой.
Заслуживает большого внимания новый метод минимизации осадок у свайно-плитного фундамента, возводимого в сжимаемых неплотных грунтах [11]. В этом методе с помощью предварительного нагружения и далее циклического воздействия на каждую сваю в фундаменте достигается очень существенное уменьшение неравномерных осадок свайного фундамента.
Очень сложным остается вопрос о расчете несущей способности набивных свай в глинистых сжимаемых грунтах. Под буронабивной сваей обычной конструкции и способа устройства до начала срыва ее под вертикальной вдавливающей нагрузкой не образуется уплотненного ядра. Только после значительной осадки сваи под воздействием
постоянной критической нагрузки полностью включается в работу пята и несущую способность ее основания можно включить в расчет несущей способности буронабивной сваи. В случаях предварительного уплотнения грунта в забое скважины, а также для забивных свай уплотненное ядро сформировано при их устройстве.
С учетом вышеизложенного в настоящем докладе расчет несущей способности основания сваи производится на основе приближенного решения упруго-пластической задачи в соответствии с расчетной схемой (рис. 6) [1].
Несущая способность основания сваи , кН, определяется по формуле
Е, = Ус Рр, (2)
где ус — коэффициент условий работы сваи в грунте, принимаемый равным 1;
Рпр = Р + Р2 + Рз, (3)
где Р1р — предельная нагрузка на сваю; Р — сопротивление по боковой поверхности сваи до усеченного конуса АВЕЕ; Р2 — сопротивление по поверхности усеченного конуса АВЕЕ; Р3 — сопротивление по нижней замыкающей части поверхности BCDE.
Рис. 6. Расчетная схема несущей способности основания сваи
МГСУ
P = м [n (0,5^jntg(p + c) + (^yntg9 + c) l2 ]; P = nyctg9 (y + J) c;
= CTi (62 cos ф + nR sin2 ф),
(4)
(5)
(6)
где и — периметр сечения сваи; d — диаметр сваи; п, 12, у , R1 — приведены на рис. 6; Q2 — боковая поверхность усеченного конуса BCDE; £ — коэффициент бокового давления грунта; ф и с — угол внутреннего трения и удельное сцепление; у — удельный вес грунта; сти — наибольшее главное нормальное напряжение.
Подробное изложение расчета дано в [4, 5]. Для упрощения расчетов поверхность предельного равновесия в местах примыкания участков 2 и 3 несколько изменена от полученной экспериментально и теоретически грушевидной формы в сторону запаса.
При незначительном увеличении предельной нагрузки Рпр до критической происходит незатухающая осадка сваи, т.е. разрушение основания до изменения граничных условий задачи. Поэтому предельная поверхность практически соответствует поверхности разрушения.
Разработанная нами расчетная схема несущей способности основания сваи и новое существо разрушения оснований из глинистого грунта было опубликовано в [12].
За прошедшее с 1973 г. время нам не известно реальных фактов, не отвечающих принятым положениям. Они нашли поддержку со стороны многих ведущих отечественных и зарубежных ученых. В настоящее время расчет несущей способности оснований свай в просадочных грунтах включен в подготовленный новый нормативный документ — СП 50-102—2010. «Свод правил по проектированию и строительству свайных фундаментов» (Москва).
Расчетная схема несущей способности сваи также нашла поддержку в [13].
Работа, изложенная в настоящем докладе, несомненно должна быть продолжена, особенно относительно поведения и расчета оснований свайных фундаментов на сжимаемых глинистых грунтах.
1. Григорян А.А. О безопасности строительства на глинистых грунтах по 1 -му предельному состоянию // ОФМГ. 2006. № 5. С. 24—29.
2. Терцаги К. Теория механики грунтов. М. : Госстройиздат, 1961. 506 с.
3. Meye;hof G.G. The ultimate Bearing Capacity of Foundations, Geotechnique. Vol. 2. 1951. № 4. Pp. 301—332.
4. Григорян A.A. Свайные фундаменты зданий и сооружений на просадочных грунтах. М. : Стройиздат, 1984. 162 с.
5. Grigorian A.A. Pile Foundations for Buildings and Structures in Collapsible Soils. Oxford IBH Publishing Co.Pvt.Ltd., 1997. 153 pp.
6. Григорян A.A. О новом механизме разрушения основания на глинистых грунтах под фундаментами сооружений // ОФМГ. 2009. № 3. С. 10—14.
7. Григорян А.А., Хабибуллин И.И. Экспериментальное исследование распределения напряжений в буронабивных сваях значительных размеров // ОФМГ. 1980. № 3. С. 11—13.
8. Григорян А.А., Чиненков Ю.А. Из опыта строительства на сваях большой длины с уширенными пятами в просадочных грунтах // ОФМГ. 1990. № 4. С. 2—5.
9. Дзагов A.M., Сидорчук В.Ф. О напряженном состоянии основания при устройстве и нагружении буронабивной сваи в глинистых грунтах // ОФМГ. 2002. № 3. С. 10—15.
10. Рекомендации по проектированию и устройству буронабивных свай с уплотнением грунта в забое скважин. М. : ПЭМ ВНИИС'а Госстроя СССР, 1982. 24 с.
11. B;andl Н. An innovative method to minimize Pile settlements // Proceed of the 4th International Conference on Deep Foundation practice + pile talk - Singapore, 1999. 12 pp.
Библиографический список
12. Grigorian A.A., Ivanov E.S. Bearing capacity and method of penetration of piles in loess soils Proceed of the 8th International Conference on Soil Mechanic and Foundation Eng. Vol. 3. Moscow, 1973. Pp. 125—130.
13. Готман А.Л. Свайные фундаменты. Обзорно-аналитическая лекция // Тр. юбилейной конфер., посвященной 50-летию РОМГГиФ Российская геотехника — шаг в XXI век. Т. 1. 2007. С. 37—52.
Поступила в редакцию в марте 2012 г.
Об авторе: Григорян Анаида Александровна — доктор технических наук, профессор, НИИОСП им. М.Н. Герсеванова, 109428, Россия, г. Москва, ул. 2-я Институтская, д.
Для цитирования: Григорян А.А. Несущая способность и осадки буронабивных свай для высотного строительства на глинистых грунтах с учетом нового существа разрушения их оснований // Вестник МГСУ. 2012. № 4. С. 88—97.
A.A. Grigoryan
BEARING CAPACITY AND SETTLEMENT OF BORED CAST-IN-SITU PILES FOR HIGH-RISE CONSTRUCTION IN CLAYEY SOILS WITH ACCOUNT FOR THE NEW REASONS OF THE FAILURE
OF THEIR BEDDINGS
The author of the article considers it necessary to perform a bearing capacity analysis to ensure the safety of high-rise structures in the medium of loose clayey soils. The author proposes a new mechanism of the soil failure prevention that illustrates the nature of the bearing capacity. The soil medium is considered to be discrete rather than solid. The distribution of stresses in the core sections and in the base of long vertically loaded bored cast-in-situ piles is identified on the basis of field tests. Effectiveness of several actions aimed at the increase of the point resistance of piles is the subject of the research.
Key words: failure surface, saturated collapsing clayey soil, piles with compacted borehole bottom, sustained pile settlement, vibrating wire sensors.
References
1. Grigoryan A.A. O bezopasnosti stroitel'stva na glinistykh gruntakh po 1-mu predel'nomu sos-toyaniyu [About the Safety of Construction Works in Clayey Soils based on the First Limit State]. OFMG Publ., 2006, no. 5, pp. 24—29.
2. Tertsagi K. Teoriya mekhaniki gruntov [Theory of Soil Mechanics]. Moscow, Gosstroyizdat Publ., 1961, 506 p.
3. Meyerhof G.G. The Ultimate Bearing Capacity of Foundations. Geotechnique, vol. 2, 1951, no. 4. pp. 301—332.
4. Grigoryan A.A. Svaynye fundamenty zdaniy i sooruzheniy na prosadochnykh gruntakh [Pile Foundations of Buildings and Structures in Collapsing Soils]. Moscow, Stroyizdat Publ., 1984, 162 p.
5. Grigorian A.A. Pile Foundations for Buildings and Structures in Collapsible Soils. Oxford IBH Publishing Co. Pvt. Ltd., 1997, 153 p.
6. Grigoryan A.A. O novom mekhanizme razrusheniya osnovaniya na glinistykh gruntakh pod fundamentami sooruzheniy [About the New Mechanism of Destruction of Beddings in Clay Soils Underneath Foundations of Structures]. OFMG Publ., 2009, no. 3, pp. 10—14.
7. Grigoryan A.A., Khabibullin I.I. Eksperimental'noe issledovanie raspredeleniya napryazheniy v buronabivnykh svayakh znachitel'nykh razmerov [Experimental Research of Distribution of Stresses Inside Big Bored Cast-in-Situ Piles]. OFMG Pibl., 1980, no. 3, pp. 11—13.
8. Grigoryan A.A., Chinenkov Yu.A. Iz opyta stroitel'stva na svayakh bol'shoy dliny s ushirennymi pyatami v prosadochnykh gruntakh [The Experience of Construction Based on Long Piles That Have Extended Feed Pads in Collapsing Soils]. OFMG Publ., 1990, no. 4, pp. 2—5.
9. Dzagov A.M., Sidorchuk V.F. O napryazhennom sostoyanii osnovaniya pri ustroystve i nagruzhe-nii buronabivnoy svai v glinistykh gruntakh [About the Stress State of the Bedding in the Course of Construction and Loading of a Bored Cast-in-Situ Pile in Clayey Soils]. OFMG Publ., 2002, no. 3, pp. 10—15.
10. Rekomendatsii po proektirovaniyu i ustroystvu buronabivnykh svay s uplotneniem grunta v zaboe skvazhin [Recommendations for Design and Construction of Bored Cast-in-Situ Piles and Soil Compaction in the Area of Pile Toes]. Moscow, All-Union Scientific and Research Institute of the State Committee in charge of Construction of the Council of Ministers of the USSR, 1982, 24 p.
11. Brandle N. An Innovative Method of Minimizing Pile Settlements. Proceedings of the 4th International Conference on Deep Foundation Practice. Singapore, 1999, 12 p.
12. Grigorian A.A., Ivanov E.S. Bearing Capacity and Method of Penetration of Piles in Loose Soils. Proceedings of the 8th International Conference on Soil Mechanics and Foundation. Moscow, 1973, vol. 3, pp. 125—130.
13. Gotman A.L. Svaynye fundamenty. Obzorno-analiticheskaya lektsiya [Pile Foundations. An Analytical Review Lecture]. Proceedings of the Jubilee Conference Commemorating the 50th Anniversary of the Russian Society in charge of Soil Mechanics, Geotechnics and Foundations "Russian Geotechnics: a Step into the 21st Century". 2007, vol. 1, pp. 37—52.
About the author: Grigoryan Anaida Aleksandrovna — Professor, Doctor of Technical Sciences, Department of Structural Mechanics, Scientific and Research Institute of Beddings and Subterranean Structures named after M.N. Gersevanov, 6 2nd Institutskaya St., Moscow, 109428, Russian Federation.
For citation: Grigoryan A.A. Nesushchaya sposobnost' i osadki buronabivnykh svay dlya vysotnogo stroitel'stva na glinistykh gruntakh s uchetom novogo sushchestva razrusheniya ikh osnovaniy [Bearing Capacity and Settlement of Bored Cast-In-Situ Piles for High-Rise Construction in Clayey Soils with Account for the New Reasons of the Failure of Their Beddings]. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2012, no. 4, pp. 88—97.
