CC BY
33
УДК 624.154 DOI: 10.22227/1997-0935.2021.3.331-339
Совершенствование методов расчета свайных фундаментов
по осадке
В.С. Уткин, Л.А. Сушев, С.А. Соловьев
Вологодский государственный университет (ВоГУ); г. Вологда, Россия АННОТАЦИЯ
Введение. Рассмотрена работа сваи в свайном основании фундамента, по-новому описана система механических воздействий на нее для расчета сваи по осадке фундамента с учетом распределения упругой деформации материала сваи в грунте основания.
Материалы и методы. В отличие от существующих подходов определения осадки сваи за счет упругих деформаций материала сваи, дифференцированно учтены по принципу независимости действия сил воздействия в виде нагрузки от ростверка, сил трения-сцепления на поверхности сваи и фактической реакции на нижнем конце сваи. Предложена новая формула для описания распределения сил трения-сцепления по боковой поверхности сваи. Силы трения-сцепления в однородном грунте основания представлены в виде параболической функции распределения, а не в виде линейно возрастающей, как установлено в нормативных документах.
Результаты. Получена формула для расчета осадки сваи за счет упругой деформации материала сваи. Приведены пример расчета осадки сваи по предлагаемой методике и сравнение результатов с существующими методиками. Отрицательные силы трения-сцепления от реакции грунта под нижним концом сваи увеличивают значение упругой деформации ствола сваи.
Выводы. Уточненная формула для расчета упругой составляющей осадки сваи позволяет получить меньшее значение осадки по сравнению с нормативным подходом за счет учета влияния сил трения-сцепления грунта по боковой поверхности сваи. Предложенный метод расчета свайных фундаментов по осадке может служить обоснованием резерва несущей способности свайного фундамента по критерию осадки, что даст возможность получить определенный экономический эффект. < в
k s
ДЛЯ ЦИТИРОВАНИЯ: Уткин В.С., Сушев Л.А., Соловьев С.А. Совершенствование методов расчета свайных ^ фундаментов по осадке // Вестник МГСУ. 2021. Т. 16. Вып. 3. С. 331-339. DOI: 10.22227/1997-0935.2021.3.331-339 Д 3
КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: свая, осадка, фундамент, упругая деформация, силы трения, отрицательные силы трения
Improvement of methods for pile foundations design on settlement
W
0 «
t (Л
1 z
y 1
J S
Vladimir S. Utkin, Leonid A. Sushev, Sergey A. Solovev o —
Vologda State University (VSU); Vologda, Russian Federation a 9
--— 3
o —
ABSTRACT
Introduction. The paper describes a new approach for pile foundations design. The system of mechanical impacts is de- § )
scribed in a new way for the pile foundation design based on the foundation settlement taking into account the distribution r S
of elastic deformation of the pile material in a soil base. c s
Materials and methods. In contrast to the existing approaches to determining the pile settlement due to elastic deformations o 2
of the pile material, all impacts in the form of load from the pile cap, friction forces on the pile lateral surface and the actual a 0
reaction at the pile tip are taken into account differentially according to the principle of forces independence. The new design d —
equation is proposed to describe the distribution of friction forces on the lateral surface of the pile. The friction forces in > 6
a homogeneous soil of the base are represented as a parabolic distribution function, and not as a linearly increasing one, as h g
established in the standards. tt (
CD o
Results. As a result, the equation is obtained for a pile settlement design due to the elastic strain of pile material. An ex- t l ample of calculating the pile settlement according to the proposed method and comparing the results with existing methods is given. Negative friction forces from the reaction of the soil under the lower end of the pile increase the value of the elastic
deformation of the pile shaft. < ^
Conclusions. The refined equation for calculating the elastic component of the pile settlement makes it possible to obtain U o
a lower value of the settlement in comparison with the standard approach by taking into account the influence of friction g 0
forces of the soil along the pile lateral surface. The proposed method for pile foundations design based on the settlement o 6 can serve as a justification for the reserve of the load-bearing capacity of the pile foundation according to the settlement criterion which will allows obtaining a certain economic effect.
CD CD
№ DO
■ T
s □
KEYWORDS: pile, settlement, foundation, elastic strain, friction forces, negative skin friction u °
<D K
FOR CITATION: Utkin V.S., Sushev L.A., Solovev S.A. Improvement of methods for pile foundations design on settlement. W W Vestnik MGSU [Monthly Journal on Construction and Architecture]. 2021; 16(3):331-339. DOI: 10.22227/1997-0935.2021.3.331- 22 339 (rus.). OO
© В.С. Уткин, Л.А. Сушев, С.А. Соловьев, 2021
Распространяется на основании Creative Commons Attribution Non-Commercial (CC BY-NC)
сч N о о сч N
(О (О ¡г (V U 3 > (Л
с и
U (О <0 ф
i!
<D dj
о ё
(Л
ел
Е о
CL ° ^ с
ю °
S g
о ЕЕ
а> ^
W W
«г? ■8
Е!
О И
ВВЕДЕНИЕ
С 2010 г. вступил в силу Федеральный закон РФ № 384-Ф3 «Технический регламент о безопасности зданий и сооружений», согласно которому для несущих элементов строительных конструкций должны обеспечиваться требования механической безопасности — состояние строительных конструкций и оснований, при котором отсутствует недопустимый риск превышения предельных состояний. В качестве одного из требований к обеспечению механической безопасности Законом установлено, что «расчетные модели (в том числе расчетные схемы, основные предпосылки расчета) строительных конструкций и основания должны отражать действительные условия работы здания или сооружения, отвечающие рассматриваемой расчетной ситуации», в частности, должны быть учтены «особенности взаимодействия элементов строительных конструкций между собой и с основанием».
Свайные фундаменты по СП 24.13330.2011 (здесь и далее с изменением № 3 от 25.07.2019) «Свайные фундаменты» рассчитывают по несущей способности фундамента, несущей способности грунта основания и по деформациям (по осадке). Расчет свайных фундаментов с висячими сваями по осадке производится как для условного фундамента на естественном основании.
Совершенствование методов расчета свайных фундаментов по всем критериям работоспособности происходит постоянно. Например, расчет осадки сваи-стойки по СП 24.13330.2011 (от 20.05.2011, без учета изменений №2 1-3) с небольшими изменениями и дополнениями по содержанию приведен в СП 24.13330.2011. На обоснованность внесения поправок в редакции СНиПов и СП, в том числе СП 24.13330.2011, указывают авторы статьи [1], в которой приводится информация, направленная на дальнейшее совершенствование расчетов по осадке фундаментов.
В данной работе предлагается рассмотреть вопрос развития расчета составляющей осадки сваи в виде упругого укорочения (деформации) сваи. Существуют различные подходы, позволяющие дать оценку осадки сваи от упругого укорочения. В исследовании [2] представлена следующая зависимость для расчета перемещения (осадки) w сваи:
d 2 w( z ) dz 2
4
DE.
-fs (z),
P p = с
ApEp
сваи; С—коэффициент, принимается равным С = 0,5 для большей части грунтов и С = 0,7 для мягких грунтов.
Также в публикации [3] отмечается, что расчет осадки сваи от ее укорочения актуален тогда, когда отношение модуля упругости сваи к модулю упругости грунта Ер/Е, < 500.
Предлагается следующая формула для определения упругой составляющей осадки сваи [4]:
Se =
Qwp )l
apep
где <2кр — нагрузка, воспринимаемая нижним концом сваи; — нагрузка, воспринимаемая боковой поверхностью сваи; ^ — коэффициент, принимающий значения от 0,5 до 0,67 в зависимости от характера распределения удельного сопротивления трению по стволу сваи.
В известной работе Флеминга [5] предпринята попытка учета трех факторов, влияющих на упругое укорочение сваи (рис. 1) с круглым поперечным сечением диаметром Бу
Pt
/// ш
Зона низких значений сил трения
Low friction zone
Зона передачи
нагрузки за
счет сил трения
Центр тяжести
Frictional load
сил трения
transfer length
Centroid of frictional transfer
Рис. 1. Решение Флеминга для уточненного расчета упругой составляющей осадки сваи от укорочения [5] Fig. 1. Fleming's solution for a more accurate calculation of the elastic component of pile settlement from shortening [5]
где Б, — диаметр сваи; Ер — модуль упругости материала сваи; fs(z) — функция распределения сил трения-сцепления по длине сваи.
В труде [3] отмечается, что упругое укорочение висячей сваи может быть вычислено по формуле:
в*
Первая составляющая осадки рассчитывается характеризующая укорочение
д 4 L0 Pt как Д1 = —
где — нагрузка, воспринимаемая боковой поверхностью сваи; Ар — площадь поперечного сечения
п я Е
сваи в верхней части основания от нагрузки в зоне низких значений сил трения-сцепления; вторая 4 КЕЬрРТ
А 2 =--о-, характеризующая укорочение сваи
п "
D2 E„
с учетом влияния сил трения-сцепления, и третья
л _ 4 LP (Рт -Us
A 3 _
D2 Ec
по боковой поверхности сваи, вида и состояния , учитывающая влияние реакции грУнта-
под нижним концом сваи.
Суммарное значение осадки от упругого укорочения сваи рассчитывается по формуле:
1
■[рт (Р + lf)-lfus (1 -ke)].
5 = sef + asp + asc
(1)
As„ _
P(l - a) ~EA~'
(2)
ИТ
D
-m
А Е =-Е п Б2 Ес
Недостатком данного подхода является неопределенность в определении высот частей основания и неопределенность в назначении коэффициента КЕ.
В настоящей работе предлагается развитие подхода Флеминга [5] к расчету упругой составляющей осадки сваи и кустов свай с учетом функционального описания сил трения-сцепления и учета отрицательных сил трения-сцепления.
В труде [6] приводятся специальные диаграммы для расчета упругой деформации от укорочения сваи. Проведены экспериментальные исследования, отражающие расчетные ситуации, когда большая часть осадки сваи вызывается за счет упругих деформаций ее укорочения [7]. Рассматривается подробный анализ работы группы свай с учетом деформации укорочения на основе метода граничных элементов [8]. Отмечается развитие деформаций укорочения свай со временем по результатам геотехнического мониторинга [9].
Информация по расчетам осадки свай и групп свай с учетом упругой деформации укорочения свай изучена в публикациях [10-15].
По СП 24.13330.2011 «Свайные фундаменты» осадка большеразмерного фундамента (свайного поля) определяется по формуле:
C
УН ///
5a
где — осадка условного фундамента; Аяр — дополнительная осадка за счет продавливания свай на уровне подошвы условного фундамента; Аsc — дополнительная осадка за счет сжатия ствола свай.
Границы условного фундамента в СП 24.13330. 2011, содержащего висячие сваи, представлены на рис. 2 пунктирными линиями.
Дополнительная осадка за счет сжатия ствола свай А'с в выражении (1) рассчитывается по формуле:
где Р = ра для свай квадратного поперечного сечения и Р = 0,79ра2 для свай круглого поперечного сечения (принимается одинаковой независимо от их расположения в ростверке); р — среднее давление по подошве условного фундамента; I — длина сваи; Е — модуль упругости материала сваи; А — площадь поперечного сечения сваи.
Из формулы (2) видно, что осадка Аяс определяется от силы Р, приходящейся на одну отдельную сваю при центральном сжатии без учета сил трения
В
Рис. 2. Условный фундамент для расчета осадки условного свайного фундамента по контуру ABCD в соответствии с СП 24.13330.2011 Fig. 2. Conditional foundation for calculating the settlement of the conditional pile foundation along the ABCD contour in accordance with SP 24.13330.2011
МАТЕРИАЛЫ И МЕТОДЫ
В данной работе предлагается уточнить расчет осадки свайного фундамента путем уточнения значения А^с в выражении (1), в отличие от принятой формулы (2) в СП 24.13330.2011.
Для этого рассмотрим фактические воздействия на отдельную сваю со стороны фундамента Р и грунта основания /(х), /отр(х) и Срр по расчетной схеме, представленной на рис. 3, в однородном грунте основания.
Влиянием взаимодействия соседних висячих свай через грунт основания за счет увеличения объемного веса грунта в принимаемых по рис. 2 значениях а = (0,3-0,6)й будем пренебрегать в запас надежности сваи по критерию осадки сваи. Тем более, что увеличение объемного веса грунта вблизи сваи, вызванного влиянием соседних свай, уменьшается со временем в результате неконтролируемой ползучести (реологии) грунта.
Деформация материала сваи от нагрузки Р в грунте основания описывается криволинейными функциями е(х). Упругое сжатие, производимое на упругом элементе сваи высотой йх от нагрузки
P(х), описывается формулой dS _
P( х)
EA
dx,
< П
tt
ih о 3
S 2
0 сл
t CO
1 z У 1
J to
U -
r i
n °
» 3
0 Ш
01
о n
где e
со со
n w » 0 ^ 66
t (
•)
ii
o>
Р(х) — функция усилия в свае в сечении х, зависящая от давления грунта в контакте со сваей и от внешней нагрузки Р. Функция е(х) выявляется по результатам измерения деформаций ег- в сечениях сваи, например, методом тензометрирования. По значениям ег и етах = Р/ЕА подбирается функция е(х) и по значению е(х) = 0 находится рабочая высота висячей сваи И.
№ ОН ■ т
(Я у
С о <D Ж WW
2 2 О О 10 10
a
Рис. 3. Расчетная схема работы сваи в однородном грунте основания Fig. 3. Design pattern of pile behavior in homogenous soil base
N N
о о
N N WW
* (V U 3 > (Л
с и
to (o
<0 щ
i!
<D <D
о %
(Л (Л
E О
CL ° ^ с
ю о
S ]s
о EE
fee
о ^
(Л (Л
Si
О И
Предлагается, как видно из эпюры е(х) на рис. 3, в запас надежности по критерию осадки сваи криволинейную эпюру е(х) заменить прямолинейной, проходящей через две точки с координатами (0; етах) и (И; 0), и представить ее в аналитическом виде: И — х
е( х) = е„
h
или
е( x) =
P h-; EA h
(3)
р(х) =
равновесие сил Ex = 0, после сокращений получим: _ 6EA
Ф_ му^0H2 •
От нагрузки Р на сваю под ее нижним концом возникает реакция в виде усилия СррА < ЯА, где Я — расчетное сопротивление грунта основания, определяемое по табл. 7.1 СП 24.13330.2011. В результате действия этой реакции на нижнем конце сваи возникают отрицательные деформации еотр(х). Из рис. 3
х — И
и эпюры е (х) видно, что еОТр( х) = е шах,отр н—И ■
= H - h
Так как £тах,отр =£ max h '
(H - h) (x - h) , ч P x - h x- /-г или еотр (x) =--.
h (H - h) EA h
В статьях [16, 17] силы трения-сцепления fx) зависят от микроперемещений (деформаций) материала сваи e(x), от нормального давления грунта q(x) = y^0x, вида материала сваи, вида грунта и его состояния. По [16, 17] силы трения-сцепления определяются по формуле f(x) = e(x)q(x)9, где ф — безразмерный коэффициент, определяемый из расчетной схемы сваи в грунте по рис. 4 при центральном сжатии при соблюдении значений h = H и а^ = 0.
На рис. 4 представлена предполагаемая свая с испытательной нагрузкой F для определения коэффициента ф, где fx) = e(x)q(x^. Подставляя выражения (3) и q(x) в fx) для сваи по рис. 3 и рассматривая
Рис. 4. Расчетная схема сваи для определения коэффициента ф
Fig. 4. Design pattern of the pile to determine the ф coefficient
Для расчетной схемы по рис. 3 имеем: P h - x
f (x) _
EA h P x - h
foTp( x) EA h
Y^o xф! Y^o xф•
(4)
(5)
Формулы (4), (5) позволяют получить новое представление о возникновении и распределении сил трения-сцепления по боковой поверхности сваи. При-
рода возникновения сил трения сцепления/х) и/,тр(х) характеризуется микроперемещениями (деформацией) ствола сваи, а не движением («срывом») сваи относительно грунта по боковой поверхности.
В настоящем исследовании предлагается использовать функции (4), (5) для описания сил трения-сцепления по боковой поверхности сваи при расчете составляющей осадки сваи от ее укорочения.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
Расчетную схему работы висячей сваи в грунте основания, представленную на рис. 3, преобразуем в центрально-нагруженную стойку (рис. 5).
упр \\
Аупр = Ap + Ае + Д/отр - Д.
PH „
Из [18] известно, что A p =-, AG =
GH
званных сжатием сваи силой с^А на нижнем конце сваи, произойдет ее укорочение за счет деформации материала сваи. Сжимающее усилие в произвольном
сечении сваи
N(х) = uj /отр( x)dx.
С учетом формулы (5) и d A / ( х) =
N (x)dx EA
H
найдем A
/> отР"
Х иРу^0ф( х - h) х j (EA)2(H - h)
dx
dx.
После интегрирования:
1 г
/ , отр
иРу^0ф(Н - h)2 (H + h) 12( EA)2
(6)
Найдем удлинение сваи на участке длины сваи H - h от нагрузкиДх) в верхней части сваи, используя выражение fx) по (3). Расчетная схема этой части задачи показана на рис. 6. Обозначим перемещения удлинения сваи Af = f + Д^2, где f — удлинение участка сваи длиной (H - h); Д^2 — то же самое на участке сваи длиной h от нагрузки fx).
Рис. 5. Условная расчетная схема сваи в грунте в виде стойки при центральном сжатии
Fig. 5. Conditional design pattern of the pile in soil base in the form of a post under axial compression
Для определения составляющей осадки сваи за счет упругих деформаций сваи как части полной осадки используем принцип независимости действия сил в условиях упругих деформаций материала конструкции [18]. Свая-стойка по рис. 5 центрально нагружена силами P, fx), f,Tp(x) и собственным весом G. В результате свая укорачивается на величину Дупр, которую находим по принципу независимости действия всех сил с учетом их направления:
Рис. 6. Расчетная схема сваи с воздействием fx) Fig. 6. Pile design pattern with the impact offx)
Из рис. 6 видно, что по закону Гука:
H H - h
A / ,1 = j u/ (x) dx.
EA
h
После интегрирования получим: иРу^0ф(H - h)h2
где
A f ,1 =■
ЕА 2ЕА
О = УсАИ, ус — объемный вес материала сваи; А — площадь поперечного сечения сваи; Е — модуль упругости материала сваи.
В результате возникновения отрицательных сил трения-сцепления/отр(х) на длине сваи И - И, вы-
6(EA)2
Исключая математические выкладки для выра-
жении
Л И
N(x) = u j /(x)dx и A/,2 = j
N (x)dx EA
с учетом (4) получим:
< п
tt
ih о г
О w
t CO
z z
y i
J CD
U
r I
n °
» 3
о Ш 0?
о n
CO CO
n NJ Ш 0
•) ii
<d
e>
(7)
а также
№ DO
■ T
s у с о <d * WW
2 2 О О 2 2
сч N о о сч N
(О (О ¡г (V U 3 > (Л
с и
U (О <0 ф
i!
<D dj
о ё
д f,2 =
uPy^09h3 12(EA)2
(8)
Составляющая общей осадки сваи по (1) в виде или Аудр за счет упругой деформации материала сваи составит:
АУПР = Ар + Ае + А^етр - Ао - V (9) Пример. Найдем значения Аупр сваи при следующих исходных данных: А = 0,09 м2, и = 1,2 м, Н = 10 м, И = 9 м, ус = 2,3 • 103 Н/м3, Е = 2 • 1010 Па, Р = 5 • 106 Н, угр = 19 • 103 Н/м3, = 0,1, О = 20,7 • 103 Н,
Ф = "
6 EA
6•2-1010 • .= 4,74.104.
<у^0H2 1,2.19-103 • 0,1 -102
PH 5 106 10
Д „ =-=-ттт = 28 мм;
p EA 0,09 • 2.10
10
Д g =
GH
А Г
f, отр
20,7.103.10 2EA 2• 2-1010 • 0,09
uPy^(H- h)2 (H + h)
= 0,058 мм;
12(EA)
2
= 1,2• 5106 19103 • 0,1-4,74 105(10-9)2(10 + 9) 12(2 •Ю10 • 0,09)2
= 0, 26 мм;
«Ру^0ф( H - h)h2
Д f ,1 =
6( EA)2
1,2• 5•Ю6 19•Ю3 • 0,14,74 105(10-9)• 92
6(2 •1010 • 0,09)2
= 2,25 мм;
Д f ,2 =
uPy^^h3 12(EA)2
1,2• 5106 19103 • 0,14,74105 • 93 12(2 •Ю10 • 0,09)2
= 10,1 мм.
Общее укорочение сваи за счет упругой деформации (составляющая осадка сваи) составит:
Аупр = Ар + АО + Аотр - А/отр - А/1 - А/2 = 16 мм.
Расчет по СП 24.13330.2011 при a = 4d = 1,2 м
дает:
P(l- a) 5 106(10-1,2) „„ „ Ду„ = —-- =-Ь-24,4 мм.
EA
2 1010 • 0,09
В рассмотренной задаче уточнение упругой составляющей осадки сваи привело к уменьшению осадки от укорочения сваи по сравнению с нормативным подходом.
Полученная расчетная формула (9) имеет перспективы дальнейшего развития в задачах вероятностного проектирования свайных фундаментов [19-22] и в задачах оценки и анализа риска при проектировании свайных фундаментов [23-25].
ЗАКЛЮЧЕНИЕ И ОБСУЖДЕНИЕ
Существуют различные методики, направленные на уточнение составляющей осадки сваи от упругого укорочения путем учета влияния трения грунта по боковой поверхности сваи. Учет отрицательных сил трения-сцепления по боковой поверхности сваи в рамках предложенного метода позволяет уменьшить значение осадки сваи от деформации укорочения.
В исследовании получена уточненная формула дополнительной осадки сваи Аус за счет упругого сжатия ствола сваи в однородном грунте основания при расчете свайных фундаментов по осадке. Предложенный метод расчета отличается дифференцированным подходом по всем силам, действующим на сваю, и в некоторых случаях может дать меньшее значение осадки Аус, что даст возможность получить экономический эффект.
от от
Е О
CL ° ^ с ю °
S 1
о ЕЕ
а> ^
~z. £ £
от °
■8 El
О (Я
ЛИТЕРАТУРА
1. Баданин А.Н., Нурумбаева Л.М. Особенности расчета фундаментов по II группе предельных состояний // Строительство уникальных зданий и сооружений. 2013. № 4 (9). С. 36-41.
2. Moayedi H., Kalantar B., Abdullahi M.M., Rashid A.S.A., Nazir R., Nguyen H. Determination of young elasticity modulus in bored piles through the global strain extensometer sensors and real-time monitoring data // Applied Sciences. 2019. Vol. 9. Issue 15. P. 3060. DOI: 10.3390/app9153060
3. Al-KinaniA., Ahmed M.D. Comparison of single and group bored piles settlement based on field test and theoretical methods // Journal of Engineering. 2020.
Vol. 26. Issue 2. Pp. 144-158. DOI: 10.31026/j. eng.2020.02.11
4. Das B.M. Principles of foundation engineering: Seventh Edition. Cengage Learning, 2010. 794 p.
5. Fleming W.G.K. A new method for single pile settlement prediction and analysis // Geotechnique. 1992. Vol. 42. Issue 3. Pp. 411-425. DOI: 10.1680/ geot.1992.42.3.411
6. Mission J.L.C., Kim H.J. Design charts for elastic pile shortening in the equivalent top-down load-settlement curve from a bidirectional load test // Computers and Geotechnics. 2011. Vol. 38. Issue 2. Pp. 167-177. DOI: 10.1016/j.compgeo.2010.11.001
7. Gwizdala K., Krasinski A. Bearing capacity of displacement piles in layered soils with highly diverse strength parameters // Proceedings of the 18th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering. 2013. Pp. 2-5.
8. Liang F., Song Z. BEM analysis of the interaction factor for vertically loaded dissimilar piles in saturated poroelastic soil // Computers and Geotechnics. 2014. Vol. 62. Pp. 223-231. DOI: 10.1016/j.compgeo. 2014.07.016
9. Wang L., Zhao X., Liu S. A study of differential foundation settlement of piled raft and its effect on the long-term vertical shortening of super-tall buildings // The Structural Design of Tall and Special Buildings. 2021. Vol. 30. Issue 4. DOI: 10.1002/tal.1832
10. Dai G., Gong W. Application of bi-directional static loading test to deep foundations // Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering. 2012. Vol. 4. Issue 3. Pp. 269-275. DOI: 10.3724/SP.J.1235.2012.00269
11. Crispin J.J., Vardanega P.J., Mylonakis G. Prediction of pile settlement using simplified models // Proceedings of the XVII ECSMGE. 2019. Pp. 1-9. DOI: 10.32075/17ECSMGE-2019-0388
12. MertM., Ozkan M.T. Settlement analysis of axially loaded bored piles: A case history // International Journal of Geotechnical and Geological Engineering. 2019. Vol. 13. No. 5. Pp. 394-401.
13. Теличенко В.И., Тер-Мартиросян З.Г. Взаимодействие сваи большой длины с нелинейно-деформируемым массивом грунта // Вестник МГСУ. 2012. № 4. C. 22-27.
14. Буслов А.С., Бакулина А.А. Расчет перемещений горизонтально нагруженных свай с кольцевыми уширениями в пределах линейных деформаций основания // Вестник МГСУ. 2012. № 11. С. 38-44.
15. Тер-Мартиросян З.Г., Сидоров В.В., Стру-нин П.В. Теоретические основы расчета фундаментов глубокого заложения — свай и баррет // Вестник Пермского национального исследовательского политехнического университета. Строительство и архитектура. 2014. № 2. С. 190-206.
16. Utkin V.S., Solov'yev S.A., Solov'yeva A.A. Friction pile bearing capacity based on the parabolic
Поступила в редакцию 11 марта 2021 г. Принята в доработанном виде 1 апреля 2021 г. Одобрена для публикации 2 апреля 2021 г.
Об авторах : Владимир Сергеевич Уткин — доктор технических наук, профессор, профессор кафедры промышленного и гражданского строительства; Вологодский государственный университет (ВоГУ); 160000,
г. Вологда, ул. Ленина, д. 15; РИНЦ ID: 458724, Scopus: 16460902000, ResearcherID: AAJ-1570-2020, ORCID: 0000-0002-4990-1569; [email protected];
Леонид Андреевич Сушев — аспирант кафедры промышленного и гражданского строительства; Вологодский государственный университет (ВоГУ); 160000, г. Вологда, ул. Ленина, д. 15; [email protected];
Сергей Александрович Соловьев—кандидат технических наук, доцент кафедры промышленного и гражданского строительства; Вологодский государственный университет (ВоГУ); 160000, г. Вологда, ул. Ленина,
д. 15; РИНЦ ID: 821778, Scopus: 57215081781, ResearcherID: AAJ-1708-2020, ORCID: 0000-0001-7083-7963; [email protected].
distribution of skin friction // Building and Reconstruction. 2020. Vol. 90. Issue 4. Pp. 65-72. DOI: 10.33979/20737416-2020-90-4-65-72
17. Уткин В.С., Соловьев С.А. Разработка усовершенствованных моделей для расчета свай на несущую способность, осадку и надежность // Вестник МГСУ. 2020. Т. 15. № 6. С. 789-823. DOI: 10.22227/1997-0935.2020.6.789-823
18. Dowling N.E., Katakam S., Narayanasamy R. Mechanical behavior of materials: engineering methods for deformation, fracture, and fatigue. Boston, MA : Pearson, 2012. 954 p.
19. Wyjadlowski M., Baginska I., Reiner J. Probabilistic assessment of pile capacity based on CPTu probing including random pile foundation depth // MATEC Web of Conferences. 2018. Vol. 196. P. 01058. DOI: 10.1051/matecconf/201819601058
20. Hamrouni A., DiasD., SbartaiB. Probabilistic analysis of piled earth platform under concrete floor slab // Soils and Foundations. 2017. Vol. 57. Issue 5. Pp. 828-839. DOI: 10.1016/j.sandf.2017.08.012
21. Bhattacharya S., Goda K. Probabilistic buckling analysis of axially loaded piles in liquefiable soils // Soil Dynamics and Earthquake Engineering. 2013. Vol. 45. Pp. 13-24. DOI: 10.1016/j.soildyn.2012.10.004
22. Suits L.D., Sheahan T.C., Abu-Farsakh M.Y., Titi H.H. Probabilistic CPT method for estimating the ultimate capacity of friction piles // Geotechnical Testing Journal. 2007. Vol. 30. Issue 5. P. 100617. DOI: 10.1520/GTJ100617
23. Issa U.H., Ahmed A. On the quality of driven piles construction based on risk analysis // International Journal of Civil Engineering. 2014. Vol. 12. Issue 2. Pp. 121-129.
24. KumarM., Samui P. Reliability analysis of pile foundation using ELM and MARS // Geotechnical and Geological Engineering. 2019. Vol. 37. Issue 4. Pp. 34473457. DOI: 10.1007/s10706-018-00777-x
25. Dong W. A reliability study of a pile foundation design in soft soils // Proceedings of GeoShanghai 2018 International Conference: Advances in Soil Dynamics and Foundation Engineering. 2018. Pp. 675-683. DOI: 10.1007/978-981-13-0131-5 73
< П
tt
ih
о 3 S
о
t CO
l z
y 1
J to
u -
r ! n
» 3 о
n
CO CO
n
•) mi
<d
0>
№ DO ■
( □
(Я у
с о <d x
WW 22 о о 10 10
REFERENCES
N N О О N N
fifí ¡É (V U 3 > (Л С И 2
U (О <0 щ
Í!
<U О)
о ё
(Л
ел
Е о
CL ° ^ с
ю °
S g
о ЕЕ
а> ^
W W
£ w
Е!
О И
1. Badanin A.N., Nurumbayeva L.M. Calculation of foundations for the group ii limit states and its features. Construction of Unique Buildings and Structures. 2013; 4(9):36-41. (rus.).
2. Moayedi H., Kalantar B., Abdullahi M.M., Rashid A.S.A., Nazir R., Nguyen H. Determination of young elasticity modulus in bored piles through the global strain extensometer sensors and real-time monitoring data. Applied Sciences. 2019; 9(15):3060. DOI: 10.3390/app9153060
3. Al-Kinani A., Ahmed M.D. Comparison of single and group bored piles settlement based on field test and theoretical methods. Journal of Engineering. 2020; 26(2):144-158. DOI: 10.31026/j.eng.2020.02.11
4. Das B.M. Principles of Foundation Engineering: Seventh Edition. Cengage Learning, 2010; 794.
5. Fleming W.G.K. A new method for single pile settlement prediction and analysis. Geotechnique. 1992; 42(3):411-425. DOI: 10.1680/geot.1992.42.3.411
6. Mission J.L.C., Kim H.J. Design charts for elastic pile shortening in the equivalent top-down load-settlement curve from a bidirectional load test. Computers andGeotechnics. 2011; 38(2):167-177. DOI: 10.1016/j. compgeo.2010.11.001
7. Gwizdala K., Krasinski A. Bearing capacity of displacement piles in layered soils with highly diverse strength parameters. Proceedings of the 18th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering. 2013; 2-5.
8. Liang F., Song Z. BEM analysis of the interaction factor for vertically loaded dissimilar piles in saturated poroelastic soil. Computers and Geotechnics. 2014; 62:223-231. DOI: 10.1016/j.compgeo.2014.07.016
9. Wang L., Zhao X., Liu S. A study of differential foundation settlement of piled raft and its effect on the long-term vertical shortening of super-tall buildings. The Structural Design of Tall and Special Buildings. 2021; 30(4). DOI: 10.1002/tal.1832
10. Dai G., Gong W. Application of bi-directional static loading test to deep foundations. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering. 2012; 4(3):269-275. DOI: 10.3724/SP.J.1235.2012.00269
11. Crispin J.J., Vardanega P.J., Mylonakis G. Prediction of pile settlement using simplified models. Proceedings of the XVII ECSMGE. 2019; 1-9. DOI: 10.32075/17ECSMGE-2019-0388
12. Mert M., Ozkan M. T. Settlement analysis of axially loaded bored piles: a case history. International Journal of Geotechnical and Geological Engineering. 2019; 13(5):394-401.
13. Telichenko V.I., Ter-Martirosyan Z.G. Interaction between long piles and the soil body exposed to non-linear deformations. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2012; 4:22-27. (rus.).
14. Buslov A.S., Bakulina A.A. Calculation of displacements of laterally loaded piles with round caps within the limits of linear deformations of the base. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2012; 11:38-44. (rus.).
15. Ter-Martirosyan Z.G., Sidorov V.V., Strunin P.V. Theoretical bases of deep pile and barrette foundations. Bulletin of Perm National Research Polytechnical University. Construction and Architecture. 2014; 2:190-206. (rus.).
16. Utkin V.S., Solov'yev S.A., Solov'yeva A.A. Friction pile bearing capacity based on the parabolic distribution of skin friction. Building and Reconstruction. 2020; 90(4):65-72. DOI: 10.33979/2073-74162020-90-4-65-72
17. Utkin V.S., Solov'ev S.A. Development of improved models for pile load bearing capacity, settlement and reliability analysis. Vestnik MGSU [Monthly Journal on Construction and Architecture]. 2020; 15(6):789-823. DOI: 10.22227/1997-0935.2020.6.789-823 (rus.).
18. Dowling N.E., Katakam S., Narayanasamy R. Mechanical behavior of materials: engineering methods for deformation, fracture, and fatigue. Boston, MA, Pearson, 2012. 954.
19. Wyjadlowski M., Baginska I., Reiner J. Probabilistic assessment of pile capacity based on CPTu probing including random pile foundation depth. MATEC Web of Conferences. 2018; 196:01058. DOI: 10.1051/ matecconf/201819601058
20. Hamrouni A., Dias D., Sbartai B. Probabilistic analysis of piled earth platform under concrete floor slab. Soils and Foundations. 2017; 57(5):828-839. DOI: 10.1016/j.sandf.2017.08.012
21. Bhattacharya S., Goda K. Probabilistic buckling analysis of axially loaded piles in liquefiable soils. Soil Dynamics and Earthquake Engineering. 2013; 45:13-24. DOI: 10.1016/j.soildyn.2012.10.004
22. Suits L.D., Sheahan T.C., Abu-Farsakh M.Y., Titi H.H. Probabilistic CPT method for estimating the ultimate capacity of friction piles. Geotechnical Testing Journal. 2007; 30(5):100617. DOI: 10.1520/ GTJ100617
23. Issa U.H., Ahmed A. On the quality of driven piles construction based on risk analysis. International Journal of Civil Engineering. 2014; 12(2):121-129.
24. Kumar M., Samui P. Reliability analysis of pile foundation using ELM and MARS. Geotechnical and Geological Engineering. 2019; 37(4):3447-3457. DOI: 10.1007/s10706-018-00777-x
25. Dong W. A reliability study of a pile foundation design in soft soils. Proceedings of GeoShanghai 2018 International Conference: Advances in Soil Dynamics and Foundation Engineering. 2018; 675-683. DOI: 10.1007/978-981-13-0131-5 73
Received March 11, 2021.
Adopted in revised form on April 1, 2021.
Approved for publication on April 2, 2021.
B i o n o t e s : Vladimir S. Utkin — Doctor of Technical Science, Professor, Professor of the Department of Industrial and Civil Engineering; Vologda State University (VSU); 15 Lenin st., Vologda, 160000, Russian Federation; ID RISC: 458724, Scopus: 16460902000, ResearcherlD: AAJ-1570-2020, ORCID: 0000-0002-4990-1569; [email protected];
Leonid A. Sushev — postgraduate student of the Department of Industrial and Civil Engineering; Vologda State University (VSU); 15 Lenin st., Vologda, 160000, Russian Federation; [email protected];
Sergey A. Solovev — Candidate of Technical Science, Associate Professor of the Department of Industrial and Civil Engineering; Vologda State University (VSU); 15 Lenin st., Vologda, 160000, Russian Federation; ID RISC: 821778, Scopus: 57215081781, ResearcherID: AAJ-1708-2020, ORCID: 0000-0001-7083-7963; [email protected].
< DO
id <d
s О
t ч
3 X
s
3 g) X 3
W с п о у
•
2 _
о со
з со
t i "Z.
у 1
J CD
о r CD —
о
03 CD
СО
o U1
*—*
C r
о 5'
t _
S
о со
i "Z.
о 2
a со
О
Cl ■ СП СП
r
о о
i о
Ф о
t l
r 0'
у )
i т
о
с 3 3
3 <d 1
о)
1 ■
a> do
г
s
s у
с о
<d X
W W
2 2
о о
2 2
-ь -ь
