CC BY
131
Новые виды свай
Л.Н. Панасюк, В.Ф. Акопян, А.Ф. Акопян, Хо Чантха ГОУ ВПО «Ростовский государственный строительный университет»
Ростов-на-Дону
Устройство фундаментов, обладающих повышенной несущей способностью - одна из основных задач современного фундаментостроения. Свайные фундаменты в достаточной мере отвечают поставленным задачам. Однако строительство в условиях плотной городской застройки требует сохранности прилегающих к строящемуся сооружению уже существующих зданий. Таким образом, ограничена возможность применения забивных и вибровдавливаемых свай.
На сегодняшний день наиболее широко используются забивные, вибровдавливаемые и буровые сваи. Известным недостатком первых является их ограниченная применимость в плотной городской застройке. К недостаткам вторых так же можно отнести вибрационное воздействие и сложность монтажа. В случае же устройства третьих не происходит уплотнения грунта в околосвайной зоне. Близкими по технологии к буровым сваям являются усиления основания в виде армирующих элементов повышенной жесткости.
Эти проблемы послужили предпосылкой для разработки винтовых, обладающих повышенной несущей способностью. В 2010 году коллективом авторов разработаны и получены патенты на полезные модели винтовых свай (рег. № 98430, № 102631).
Предложенные ввинчиваемые сваи (монолитные и сборные) сочетают в себе лучшие качества забивных и буровых свай:
1) при устройстве не будет оказываться динамическое воздействие на близлежащие объекты;
2) в околосвайной зоне будет происходить уплотнение грунта и, как следствие, повышаться несущая способность.
3) технология возведения менее требовательна к грунтовым условиям по сравнению, когда как технологически бывает невозможно произвести монтаж вибровдавливанием.
Оценка несущей способности ввинчиваемой сваи с учетом смятия околосвайного грунта и протекающих в этой зоне реологических процессов может быть выполнена посредством натурных испытаний, которые используют стандартную методику испытания свай согласно [1] и [2]. Упрощенно расчетная модель работы свай приводит к расширению известной формулы 7.11 (п. 7.2.6) [3].
а й а
а) 5)
Рис. 1 Расчетные схемы в виде участка сваи конечной длины, где: а) схема ввинчиваемой ж/б сваи б) разрез ввинчиваемой ж/б сваи;
Я - расчетное сопротивление под нижним концом сваи и нижней гранью резьбы, кПа / - расчетные сопротивления на боковой поверхности ствола сваи, кПа
L - длина рассматриваемого участка, м D - диаметр сваи, м a - высота резьбы, м b - ширина основания резьбы винта, м а - угол подъема резьбы винта, град в - угол профиля резьбы винта, град.
Согласно [ 1] отношение значений расчетных сопротивлений под нижним концом набивных и буровых свай (как и нижней гранью резьбы) и расчетных сопротивлений на боковой поверхности ствола сваи в условиях изменения Il=0,2 ... 0,6 и глубины 3 ... 20 м изменяются в 13,54 - 52,5 раз. Принимаем R = к- f, где k принимает значения от 13,5 до 52,5.
Для сравнительного анализа приняты следующие граничные условия и допущения:
1. Расчетное сопротивление под нижним концом сваи и нижней гранью резьбы R - const;
2. Расчетные сопротивления на боковой поверхности ствола сваи f - const;
3. Диаметр сваи D - const;
4. a = к - D, где 0 < к < 0,5 ;
5. b = 2-a-tg(P);
6. 0 < а < 90°, при а=0 свая превращается в цилиндр диаметром (D + 2 - а), при а=90° свая превращается в цилиндр диаметром D.
7. 0 < Р < 90° при в =0 сечение винта - становится прямоугольным, при в =90°- винт отсутствует.
8. Rj = f (R,а,Р) .
При этих допущениях несущая способность ввинчиваемой сваи при условии полного использования сопротивления под нижней гранью резьбы и отсутствия срыва будет равна:
Fd = У,
С
n m n
TcR-R-Л + ГсК- ZZ R ij Авинт ^ У cf f (Абок Авинт.бок)
J
i=1 j=1 i=1
2
ж • D
Где: A =--------, R = R• (cosa)-(cos p),
ж• D•
ж • D2
1 +
Li
, Ч ж D 1 + —L ж D 1 ,
Л tt\D +1)• l ^ cosP) cosp ^ cos P) cosp
винт ’
cos a cos a cos a
T ^ 2 T^2 Tt 1 ж^D^b 2 • ж^D^a^tgP
Абок =ж• = 2 ж •D Авинт.бок = ивинт •b =----------------------- =-.
cosa cosa
Уточнение работы сваи и грунтового массива можно получить путем использования современных методов строительной механики за счет модели, в которой нет априори введенной гипотезы кинематического либо статического характера. В данной работе использована пространственная расчетная модель «свая-массив грунта» в постановке осесимметричной деформации. При этом учитывался нелинейный характер работы грунта по гипотезе предельного равновесия (в первом приближении принята гипотеза Кулона -Мора). В дальнейшем планируется рассматривать так же критерий предельного состояния Мизеса-Шлейхера-Боткина.
В работе [5] были рассмотрены предельные нагрузки твердой среды, для которой объемное сжатие (растяжение) является упругой деформацией, изменяющейся согласно линейному закону. При сдвиге предполагалось, что материал подчиняется диаграмме Прандтля.
= 3К 0^0, = ЗОсє,,
а0 , є0 — ср едние нор мальные напряжение и дефор мация;
3стс =СТх + &у +^г, 3єс =єх + єу + єг,
, є — интенивность напряжений и деформаций :
°г =-^ ТГТ^Т),
Е
К0 = —,——-----т - объемный модуль упругости,
3(1 - 2^0)
^ а1
&с = —- - секу щий моду ль сдвига.
3^
В соответствии с диаграммами деформирования, зависимости для модулей деформации имеют вид:
* Е°’ • С =С Е0
3(1 - 2ц°)’ к с 2(1 + м°) ’
при єі <єт К0 =——-—г; Ок = Ос = -
(2)
пРи єі >єт К0 = ( ~0’ у Ок =0; Сс =-т-
3(1— 2^с) 3- єі
Согласно гипотезам (1) и с учетом обобщенного метода упругих перемещений линеаризованные физические зависимости принимают вид (3):
К = { Фт НФёУ,
(Ю (3)
К =| Фто0 Фау.
(V)
Решение упругопластической задачи проводим методом конечных элементов, линеаризация осуществляется шаговым методом. При использовании метода продолжения по параметру нагружения разрешающие уравнения для ансамбля конечных элементов записаны в (4).
КпкЬ.цп+х = ДРп+1, (4)
При использовании простейших конечных элементов, в которых поле напряжений постоянно по объему элемента (треугольники) зоны пластичности последовательно возникают в объеме каждого конечного элемента, интенсивность напряжений которого достигла предела текучести. Для конечных элементов, в объеме которых поле деформаций изменяется по некоторому априори заданному закону, интегрирование при вычислении матриц жесткости выполняется численно. Поэтому здесь зоны пластичности последовательно возникают в группе расчетных точек (узлах интегрирования).
Алгоритм определения предельной нагрузки в континуальных системах, материал которых подчиняется условию текучести Губера-Мизеса следующий: на первом этапе формируется матрица жесткости для линейно-упругой среды и решается система
уравнении МКЭ при "единичном" внешнем воздействии К°д(1) = Р, откуда д(1 = (к°) 1Р.
(1)
По вектору узловых перемещений от "единичного" воздействия ^ определяются во всех расчетных точках деформации и напряжения: е(1) = Фд(1), а'1'1 = Д°е(1). Параметр
предельной нагрузки для каждой расчетной точки определяется из условия равенства
” 0(1) —(1) интенсивности напряжении предельному значению, откуда oT: руп’Oi,r =&tr, откуда
Рп^г = Оу. Здесь индекс г соответствует очередной расчетной точке области. Из
а I,г
множества значений параметров предельной нагрузки по всем точкам области выбирается наименьший ^ {р®,. }, где е - общее количество расчетных точек.
Г=1...е
На втором этапе учитываются зоны пластических деформаций, полученные после первого этапа. При формировании матриц жесткости в расчетных точках, в которых наступило предельное состояние, в соответствии с диаграммой деформирования
о, = 0, ос =а.
с 3е
Затем определяется приращение перемещений, деформаций и напряжений от единичной нагрузки:
К (1)Д^(2) = ДР, или
К(1)Aq(2) = P(1) + ДР - K(1)q(1),
Дє(2) = ФД q(2),
До(2) = Н(1)ДЄ(2).
(5)
Приращения деформаций и напряжений линейны относительно параметра нагружения в, однако приращение интенсивности напряжений и деформаций является нелинейной функцией относительно р. Поэтому в каждой точке расчетной области для определения значения приращения нагрузки решается нелинейное относительно в уравнение (6) численным методом (в программном комплексе «ПОЛЮС» использован метод половинного деления с автоматическим выбором границ). Затем из множества значений в по всем расчетным точкам выбирается минимальное.
^ = *$(*% + Л^Л?) = ^, r = 1...Є
Р(2) = ■ (Лг2)}
^ min * r >
(r)
(6)
После определения параметра приращения нагрузки вычисляются приращения компонент и сами компоненты НДС в конце второго этапа (7).
дє(:і =л“д;<а, аст«'=л,(?а5<;>1,
Є(2) = є1 + Ає
(2) ,Л2) _ ^0)
= а(1> + Аст(2).
Итак, согласно критерию предельного состояния Мора - если оно достигнуто в состоянии преобладающего сжатия ( J1 < 0 ) , то дальнейшее поведение элементарного объема моделировалось при GK= 0 .
Рассмотрим модельный пример определения предельных нагрузок на винтовую сваю. Грунтовые условия представлены одним ИГЭ со следующими физико -механическими характеристиками:
E=10 МПа, V =0.35, с = 5 кПа, ф = 25°, у=16 кН/м3.
Свая - бетонная, бетон класса В20, длиной 15 м.
Спектр нагрузок на сваю - от 100 кН до 450 кН с шагом в 50 кН.
Рассмотрен ряд расчетных схем:
1. Свая винтовая - моделируется с зубьями в 2 этапа (на первом производится вдавливание сваи в грунт, а на втором - загружение сосной нагрузкой);
2. Свая буровая - с диаметром равным диаметру тела сваи (0.3 м);
3. Свая буровая - с диаметром равным диаметру тела сваи (0.4 м);
4. Свая буровая - с диаметром равным диаметру тела сваи (0.5 м);
5. Свая буровая - с диаметром равным диаметру тела сваи (0.6 м);
Полученные результаты показали значительное влияние на НДС системы процесса смятия околосвайного грунта. Задавливание проводилось поэтапно - по одной трети высоты сваи. Величина бокового перемещения составляла 5 см. Таким образом, моделировалось завинчивание сваи в лидерную скважину, диаметром 20 сантиметров. В результате деформирование от вертикальной нагрузки проходило не только непосредственно по телу сваи, но и в некотором объеме грунта. На рисунке 2 показаны зависимости вертикальной осадки свай от вертикальной нагрузки и диаметра свай.
Р, кН
400
300
200
100
10 20 30 40 50 Э,см
Рис.2 График зависимостей вертикальной осадки свай от вертикальной нагрузки и диаметра свай, где: 1 - график изменения осадки от вертикальной нагрузки для сваи диаметром 30 см, 2 - то же для сваи диаметром 40 см, 3 - то же для сваи диаметром 50 см,
4 - то же для сваи диаметром 60 см, 5 -то же для завинчиваемой сваи диаметром тела сваи
30 см и высотой резьбы - 15 см.
Литература:
1. СНиП 2.02.03-85. Свайные фундаменты. - Введ. 1987-01-01. - М.: Изд-во стандартов, 1987. - 54 с.: ил.; 29 см.
2. ГОСТ 5686-94. Грунты. Методы полевых испытаний сваями. - Введ. 1996-01-01. -М.: Изд-во стандартов, 1996. - 56 с.: ил.; 29 см.
3. СП 50-102-2003.Проектирование и устройство свайных фундаментов.- Введ. 2003-06-21. -М.: Изд-во стандартов, 2003. - 82 с.: ил.; 29 см.
4. ГОСТ 8732-78. Трубы стальные бесшовные горячедеформированные.- Введ. 1979-01-01. -М.: Изд-во стандартов, 1979. - 11 с.
5. Панасюк Л.Н. Прямые методы решения нестационарных задач теории сооружений: дисс. ... док. техн. наук: 05.23.17: - Ростов-н/Д., 1996. - 389 с.
