CC BY
5
2021. 17(5). 500-518 Строительная механика инженерных конструкций и сооружений Structural Mechanics of Engineering Constructions and Buildings
ISSN 1815-5235 (Print), 2587-8700 (Online)
http://journals.rudn.ru/structural-mechanics
Аналитические и численные методы расчета конструкций Analytical and numerical methods of analysis of structures
DOI 10.22363/1815-5235-2021-17-5-500-518 УДК 69.01
НАУЧНАЯ СТАТЬЯ / RESEARCH ARTICLE
История статьи
Поступила в редакцию: 17 июня 2021 г. Доработана: 21 сентября 2021 г. Принята к публикации: 1 октября 2021 г.
Влияние конструктивных решений на жесткостные характеристики набивной монолитной железобетонной конусообразной сваи со щебневыми образованиями
Э.Р. Кужахметова
Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет, Москва, Российская Федерация Н [email protected]
Аннотация. Актуальность. Рассматриваются конструктивные решения новой свайной конструкции, представляющей собой монолитную железобетонную конусообразную сваю, заключенную в щебневую оболочку и опирающуюся на шарообразное щебневое уширение. В ходе численного исследования, проведенного с применением метода конечных элементов, выявлено влияние геометрических параметров щебневых образований свайного фундамента, таких как толщина стенки щебневой оболочки и радиус щебневого уширения, на его несущую способность. Цель исследования заключается в сравнительно-численном анализе напряженно-деформированного состояния свайной конструкции с разными конструктивными решениями, работающей в составе грунтового массива. Материалы и методы. Численный статический анализ конструкции монолитного железобетонного свайного фундамента, работающего в грунтовом массиве, проводился с применением пространственной конечно-элементной модели в программном комплексе САЕ-класса. Представлены результаты численного анализа напряженно-деформированного состояния набивной монолитной железобетонной конусообразной сваи с разной толщиной стенки щебневой оболочки и разными диаметрами нижнего шарообразного щебневого уширения. Анализ показал, что изменение указанных геометрических параметров свайного фундамента оказывает существенное влияние на его несущую способность при внешних силовых воздействиях. Рациональный выбор указанных параметров позволяет экономно расходовать бетонную смесь и арматурные стержни, предназначенные для изготовления монолитной железобетонной набивной сваи, что, в свою очередь, приводит к уменьшению финансовых затрат на изготовление свайного фундамента и всего здания в целом. В дальнейших исследованиях предполагается провести сравнительный анализ численных результатов с экспериментальными данными, полученными в лабораторных и натурных условиях.
Для цитирования
Кужахметова Э.Р. Влияние конструктивных решений на жесткостные характеристики набивной монолитной железобетонной конусообразной сваи со щебневыми образованиями // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. 2021. Т. 17. № 5. С. 500-518. http://doi.org/10.22363/1815-5235-2021-17-5-500-518
Ключевые слова: свая, свая в форме конуса, свая конической формы, свая конусообразной формы, буронабивная свая, набивная свая, несущая способность сваи, щебневая оболочка сваи, щебневая свайная опалубка, нижнее щебневое расширение, шарообразное щебневое уширение_
Кужахметова Эльвира Рафаэльевна, инженер промышленного и гражданского строительства, член-корреспондент Академии ЖКХ, старший преподаватель кафедры железобетонных и каменных конструкций, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет, Российская Федерация, 129337, Москва, Ярославское шоссе, д. 26; ORCID: 0000-0002-0907-786X, eLIBRARY SPIN-код: 1949-1140, Researcher ID: AAC-3301-2022; [email protected]
© Кужахметова Э.Р., 2021
/^N 0 | This work is licensed under a Creative Commons Attribution 4.0 International License https://creativec0mm0ns.0rg/licenses/by/4.Q/
Influence of constructive solutions on the stiffness characteristics of the rammed monolithic reinforced concrete cone-shaped piles with side and bottom forms from crushed stones
Elvira R. Kuzhakhmetova
Moscow State University of Civil Engineering (National Research University), Moscow, Russian Federation [email protected]
Article history Abstract. Relevance. The article discusses the design solutions of a new pile
Received: June 17, 2021 structure, which is a monolithic reinforced concrete cone-shaped pile, enclosed
Revised: September 21, 2021 in a crushed stone shell and resting on a spherical crushed stone broadening.
Accepted: October 1, 2021 In the course of a numerical study, carried out using the finite element method,
the influence of the geometric parameters of the crushed stone formations of the pile foundation, such as the wall thickness of the crushed stone shell and the radius of the crushed stone broadening, on its bearing capacity was revealed. The aim of the study is to perform a comparative numerical analysis of the stressstrain state of a pile structure with different design solutions, operating as part of a soil massif. Materials and methods. Numerical static analysis of the structure of a monolithic reinforced concrete pile foundation operating in a soil massif was carried out using a spatial finite element model in the CAE-class software package. The article presents the results of a numerical analysis of the stress-strain state of a rammed monolithic reinforced concrete cone-shaped pile with different wall thicknesses of the crushed stone shell and different diameters of the lower spherical crushed stone broadening. The analysis showed that changes in the specified geometric parameters of the pile foundation have a significant impact on its bearing capacity under external forces. The rational choice of these parameters allows you to economically use the concrete mixture and reinforcing rods intended for the manufacture of monolithic reinforced concrete rammed piles, which, in turn, leads to a decrease in financial costs for the manufacture of the pile foundation and the entire building as a whole. The next research is supposed to carry out a comparative analysis of the numerical results with experimental data obtained in laboratory and field conditions.
For citation
Kuzhakhmetova E.R. Influence of constructive solutions on the stiffness characteristics of the rammed monolithic reinforced concrete cone-shaped piles with side and bottom forms from crushed stones. Structural Mechanics of Engineering Constructions and Buildings. 2021;17(5):500-518. (In Russ.) http://doi.org/10.22363/1815-5235-2021-17-5-500-518
Keywords: pile, cone-shaped pile, conical pile, cone-shaped pile, bored pile, rammed pile, bearing capacity of a pile, crushed stone pile shell, crushed stone pile formwork, lower crushed stone expansion, ball-shaped crushed stone widening
Введение
Реконструкцию и перепланировку гражданских и промышленных зданий (сооружений) можно отнести к числу важных задач строительной отрасли, поскольку их успешное решение позволяет продлить надежное и безопасное функционирование конструкций существующих строительных объектов. При этом изменение объемно-планировочных параметров и архитектурно-конструктивных решений эксплуатируемых зданий, включая усиление отдельных видов конструкций надземной и(или) подземной частей, должно осуществляться без существенных финансово-материальных затрат. В качестве примера можно привести практику строительной реконструкции и перепланировки квартир в жилых многоквартирных домах. К ним относится, в частности, перевод жилого помещения в нежилое (или наоборот)1, а также дополнительное увеличение общей или жилой площади квартиры в существующем многоквартирном доме за счет пристройки, например эркеров и лоджий2. Любое изменение объемно-планировочных параметров помещений и(или) всего здания требует от инженера-конструктора принятия правильных конструктивных решений.
Elvira R. Kuzhakhmetova, engineer, senior lecturer of the Department of Reinforced Concrete Structures, Moscow State University of Civil Engineering (National Research University), 26 Yaroslavskoye Shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; ORCID: 0000-0002-0907-786X, eLIBRARY SPIN-code:
1949-1140, Researcher ID: AAC-3301-2022; [email protected]
В данном случае наиболее рациональным конструктивным решением является набивной свайный фундамент3 [1-5], установка которого может и должна осуществляться без применения тяжелой (специализированной) техники, поскольку любые удары, сотрясения или сопутствующие вибрации могут негативно отразиться не только на существующем фундаменте и грунтовом основании, но и на всей надземной части здания (сооружения). Удачным конструктивным решением будет применение новой конструкции монолитной железобетонной конусообразной сваи со щебневой оболочкой (опалубкой) и нижним щебневым шарообразным расширением (уширением) (далее по тексту - свайная конструкция), оригинальность и новизна которой подтверждена патентной экспертизой (рис. 1)4. Применение новой свайной конструкции является рациональным решением не только при реконструкции существующих зданий (сооружений), но и для нового строительства, в том числе малоэтажного.
б
а
в
Рис. 1. Монолитная железобетонная свая конической формы: а - вид сваи в разрезе; б - общий вид сваи; в - вид сваи в плане; 1 - пространственный арматурный каркас, выполненный в форме конуса; 2 - продольные арматурные стержни периодического профиля; 3 - поперечные стержни (хомуты); 4 - щебневое расширение округлой формы; 5 - дополнительный крепеж в виде стержней; 6 - утрамбованная щебневая оболочка; 7 - бетонный наполнитель Figure 1. Monolithic reinforced concrete pile of conical shape: а - sectional view of the pile; б - general view of the pile; в - plan view of the pile; 1 - spatial reinforcing frame made in the shape of a cone; 2 - longitudinal reinforcing bars of a periodic profile; 3 - transverse rods (clamps); 4 - crushed stone expansion of a round shape; 5 - additional fasteners in the form of rods; 6 - rammed crushed stone shell; 7 - concrete mix
Данное конструктивное решение набивной сваи позволяет применять ее при реконструкции зданий (сооружений), например пристройки помещений, лоджий и пр. В этом случае длина свай пристройки (нового конструктивного элемента) должна быть меньше длины сваи существующего здания5 [6; 7]. Уменьшение длины и количество свай возможно за счет изменения угла наклона конусообразной сваи и устройства нижнего щебневого расширения (уширения) под пятой железобетонной сваи, которая обеспечивает высокую несущую способность в отличие от свай других типов [8-17]. Устройство щебневой оболочки с утрамбованным околосвайным грунтом придает свае большую жесткость, прочность и обес-
3 Патент РФ № 141512. Монолитная железобетонная свая-оболочка большого диаметра / А.И. Сапожников. 2014. Бюл. № 16. URL: https://www.fips.ru/registers-doc-view/fips_servlet (дата обращения: 12.06.2021); Патент РФ № 154795. Конструкция соединения верхнего строения эстакады с монолитной сваей-оболочкой / А.И.Сапожников, Э.Р. Кужахметова. 2015. Бюл. № 25. URL: https://www.fips.ru/registers-doc-view/fips_servlet (дата обращения: 12.06.2021).
4 Патент РФ № 157318. Конструкция монолитной железобетонной сваи конической формы / Э.Р. Кужахметова, А.И. Сапожников. 2015. Бюл. № 33. URL: https://www.fips.ru/registers-doc-view/fips_servlet (дата обращения: 15.06.2021).
5 Метелюк Н.С., Шишко Г.Ф., Соловьева А.Б., Грузинцев В.В. Сваи и свайные фундаменты: справочное пособие. Киев: Буд!вельник, 1977. 256 с.; Рекомендации по проектированию и устройству оснований и фундаментов при возведении зданий вблизи существующих в условиях плотной застройки в г. Москве. М.: Стройиздат, 1999. 55 с.
печивает экономию бетонной смеси6 [8; 17]. Как правило, подобные решения, приводящие к увеличению площади помещений, эффективно применяют при реконструкции жилых зданий, имеющих до пяти этажей включительно, а также при малоэтажном строительстве (приусадебные дома) [18; 19].
Установка свайной конструкции со щебневыми образованиями сопровождается уплотнением -набивкой грунта. Набивка заключается в том, что в пробуренную до проектной отметки цилиндрическую скважину порционно засыпается щебень, который утрамбовывается в нижней части скважины до образования расширения шарообразной формы. Продолжая порционно подсыпать и вдавливать щебень в грунт с помощью раскатчика, установленного в скважину, формируется конусообразная щебневая оболочка (опалубка). Затем в нее устанавливается пространственный арматурный металлический каркас, повторяющий форму опалубки. Каркас крепится к стенкам щебневой оболочки при помощи специальных стержней (крепежей) и в дальнейшем бетонируется7 [8; 17]. Данная технология изготовления свайной конструкции позволяет контролировать расход бетонной смеси, подаваемой в щебневую конусообразную оболочку, который равен геометрическому объему указанной оболочки.
В [17] проанализировано влияние геометрических параметров набивной конической сваи на ее несущую способность под действием вертикальных и горизонтальных внешних нагрузок, в частности влияние ее угла конусности на несущую способность в однородном песчаном грунте. Для вычислительного эксперимента приняты свайные конструкции разной длины Ь = 1-10 м с верхними диаметрами Ог = 0,6; 0,8; 1,0 и 1,2 м, толщиной к стенки щебневой опалубки (оболочки), равной 0,15 м, и диаметром нижнего щебневого шара Дшар на конце сваи 1 м. В ходе численного расчета выявлено, что щебневые образования (оболочка и шар на конце сваи) оказывают значительное влияние на несущую способность монолитной железобетонной сваи. Логичным продолжением указанного численного исследования является рассмотрение напряженно-деформированного состояния (НДС) свайной конструкции с разными толщинами к щебневой оболочки (опалубки) и диаметрами Дшар шара на ее конце.
Цель настоящего расчетного исследования заключается в том, чтобы определить влияние на несущую способность свайной конструкции толщины щебневой опалубки (оболочки) и диаметра нижнего щебневого шара (нижнего расширения). Для достижения поставленной цели были решены следующие задачи:
1) построены пространственные конечно-элементные модели свайной конструкции с разными формами щебневого образования;
2) определено влияние толщины щебневой оболочки и диаметра нижнего щебневого шара на напряженно-деформированное состояние конусообразной свайной конструкции;
3) выполнена сравнительная оценка несущей способности конусообразной сваи с разными конструктивными решениями.
Материалы исследования
Все материалы приняты из [8; 17; 20]:
- материал монолитной железобетонной сваи - бетон тяжелый класса В15 с модулем продольной упругости (модуль Юнга) Еъ = 24х 103 МПа (табл. 6.118), модулем сдвига Оъ = 0,4ЕЪ = 0,4х24х103 = 9,6х 103 МПа (п. 6.1.159) и коэффициентом Пуассона V = 0,2 (п. 6.1.1710), расчетное сопротивление бетона для предельных состояний первой группы при классе бетона В15 по прочности на сжатие Яъ = 8,5 МПа (табл. 6.8)11; расчетное сопротивление бетона для предельных состояний второй группы при классе бетона В15 по прочности на сжатие Яъ,ser = 11 МПа (табл. 6.7)12, плотность тяжелого бетона равна р = 2500 кг/м3 (п. 6.1.1)13;
- материал для оболочки (опалубки) монолитной железобетонной сваи конической формы - щебень группы «А» по ГОСТ 826714 с размерами 40-70 мм (мелкий щебень) с моду-
6 Патент РФ № 157318. Конструкция монолитной железобетонной сваи конической формы / Э.Р. Кужахметова, А.И. Сапожников. 2015. Бюл. № 33. URL: https://www.fips.ru/registers-doc-view/fips_servlet (дата обращения: 15.06.2021).
7 Там же.
8 СП 63.13330.2011. Бетонные и железобетонные конструкции. Основные положения. Актуализированная редакция СНиП 52-01-2003 с изменениями № 1. М., 2015.
9 Там же. С. 24.
10 Там же.
11 Там же. С. 22.
12 Там же. С. 21.
13 Там же. С. 15.
14 ГОСТ 8267-93. Щебень и гравий из плотных горных пород для строительных работ. Технические условия. М.: Госстрой России, 1993.
лем упругости Е = 350 МПа (табл. 3.215) и коэффициентом Пуассона V = 0,316, плотность щебня р = 2500 кг/м3 (п. 1)17;
- грунт однородного основания - песок четвертичного отложения, пылеватый18 (коэффициент пористости е = 0,65) с модулем деформации Е = 18 МПа, углом внутреннего тения ф = 30°, удельным сцеплением с = 4 кПа (все указанные характеристики приняты из табл. Б.119) и коэффициентом Пуассона V = 0,3 (табл. 5.1020), плотность грунтового основания р = 1400 кг/м3 (табл.)21.
На свайные конструкции разной формы действуют следующие нагрузки: горизонтальная Р = 10 т (100 кН) и вертикальная (сжимающая) N = 100 т (1000 кН)22 [8; 17; 20].
Метод исследования
Для исследования НДС свайной конструкции с грунтовым массивом применена трехмерная (3D) модель, построенная в программном комплексе FEMAP with NX NASTRAN, реализующем численный метод - метод конечных элементов (МКЭ). Все конструктивные элементы (КЭ) свайного фундамента набраны объемными конечными элементами типа Solid [21], представляющими простые многогранники (тетраэдры) [22]. Шаг разбиения сетки конечно-элементной модели принят равным 0,5 м [8; 17; 20; 21]. В расчетной пространственной модели грунт представляет собой сплошное, изотропное, линейно-деформированное тело, подчиняющееся обобщенному закону Гука23 [23]. Расчет осадки основания фундамента определяется методом послойного суммирования по СП 22.13330.201124 Метод конечных элементов для упругого тела основан на методе Релея - Ритца [24; 25]. Уравнение равновесия системы имеет следующий вид:
(( + ||Ссв|| НЫ))^} (1)
матрица
где ||сгр|| - матрица жесткости грунта, кН/м; ||Ссв|| - матрица жесткости сваи, кН/м; ЦОц^
жесткости щебневой оболочки и расширения, кН/м; {V} — вектор узловых перемещений сваи, щебневой оболочки и грунта, м; — вектор внешних нагрузок, действующих на сваю, кН.
Решением системы алгебраических уравнений (1) являются компоненты вектора узловых перемещений {}, на основании которых определяются внутренние усилия, деформации и напряжения для каждого КЭ расчетной модели [24; 25]. В расчетах вертикальная и горизонтальная компоненты внешней силы, действующей на сваю, были приложены в центре веерной системы Rigid-элементов типа, благодаря которой сосредоточенные силы распределялись по контуру верхней поверхности сваи как объемного тела [21].
Результаты
Для исследования выбрана монолитная железобетонная конусообразная свая длиной Ь = 2 м с верхним Всв = 0,6 м и нижним = 0,3 м диаметрами25 [8; 17]. Свая выбранной длины нашла широкое применение при проектировании малоэтажных зданий26.
15 Методические рекомендации по повышению качества дорожных оснований из щебня различных пород. СоюзДОРНИИ. М., 1980.
16 Там же. С. 14.
17 Там же. С. 2.
18 СП 22.13330.2011. Основания зданий и сооружений. Актуализированная редакция СНиП 2.02.01-83*. М., 2010.
19 Там же. С. 134.
20 Там же. С. 34.
21 Макаров Е.В., Светлаков Н.Д. Справочные таблицы весов строительных материалов. М.: Изд-во литературы по строительству, 1971. 48 с.
22 Сапожников А.И., Кужахметова Э.Р. Способы погружения, прочностные и деформационные расчеты свай. Б. и., 2015. 71 с. URL: https://rucont.ru/efd/314524 (дата обращения: 15.06.2021).
23 Цытович Н.А. Механика грунтов (краткий курс): учебник для вузов. 2-е изд. М.: Высшая школа, 1973. 280 с.; Берли-новМ.В., ЯгуповБ.А. Расчет оснований и фундаментов: учебное пособие. 3-е изд., испр. СПб.: Лань, 2011. 272 с.
24 СП 22.13330.2011. Основания зданий и сооружений. Актуализированная редакция СНиП 2.02.01-83*. М., 2010.
25 ГОСТ 19804.5-83. Сваи полые круглого сечения и сваи-оболочки железобетонные цельные с ненапрягаемой арматурой. М.: Издательство стандартов, 1983; ГОСТ 19804.6-83 Сваи полые круглого сечения и сваи-оболочки железобетонные
составные с ненапрягаемой арматурой. Конструкция и размеры. М.: Издательство стандартов, 1983.
Толщина ^ стенки щебневой оболочки (опалубки) принята в диапозоне 0,15; 0,2 и 0,3 м, а радиус нижнего щебневого шара - Дшар = 1; 1,5 и 2,0 м. Массив грунта задан в виде куба с размерами 7^7x7 м [8; 17; 21]. В табл. 1 приведены геометрические параметры щебневых образований, а в табл. 2-5 -результаты численного расчета свайной конструкции разной формы совместно с грунтовым основанием.
Таблица 1
Геометрические параметры щебневых конструктивных элементов
Параметры Параметры Параметры
Тип щебневых элементов Тип щебневых элементов Тип щебневых элементоd
сваи Толщина Диаметр сваи Толщина Диаметр сваи Толщина Диаметр
оболочки ti, м шара Б1шяр, м оболочки и, м шара Д;шар, м оболочки ti, м шара БЩлр, м
1.1 0,15 1,0 2.1 0,20 1,0 3.1 0,30 1,0
1.2 0,15 1,5 2.2 0,20 1,5 3.2 0,30 1,5
1.3 0,15 2,0 2.3 0,20 2,0 3.3 0,30 2,0
Table 1
Geometrical parameters of crushed stone structural elements
Parameters Parameters Parameters
Type of crushed stone elements Type of crushed stone elements Type of crushed stone elements
of pile Shell thickness Ball diameter of pile Shell thickness Ball diameter of pile Shell thickness Ball diameter
ti, m D;baU, m ti, m D;baU, m ti, m DibaU, m
1.1 0.15 1.0 2.1 0.20 1.0 3.1 0.30 1.0
1.2 0.15 1.5 2.2 0.20 1.5 3.2 0.30 1.5
1.3 0.15 2.0 2.3 0.20 2.0 3.3 0.30 2.0
При одинаковой толщине стенки щебневой опалубки (оболочки) t = const существенное влияние на уменьшение осадки сваи, полученной от вертикальной нагрузки N = 1000 кН, оказывает увеличение диаметра нижнего щебневого расширения Дшар. Аналогично и для горизонтального смещения Ах под действием силы Р = 100 кН (табл. 5). На примере трех свайных конструкций с одинаковой толщиной щебневой оболочки (опалубки) t = 0,15 м, но с разными радиусами нижнего щебневого шара Дшар = 1 м, Дшар = 1,5 м и Дшар = 2 м видно, что с увеличением диаметра осадка s, уменьшается приблизительно на 12-20 %, а величина горизонтального смещения Ах уменьшанется на 7,7-20 % (табл. 6). При одинаковых же диаметрах нижнего щебневого шара Дшар = const толщина стенки щебневой оболочки не существенно влияет на уменьшение осадки s, сваи, в пределах 2-13 %. Значительное влияние на уменьшение горизонтального смещения Ах свайной конструкции оказывает увеличение толщины щебневой стенки ti > 0,15 м (табл. 7). Сравнительно-численный анализ максимальных перемещений свайной конструкции с разными параметрами: диаметром нижнего щебневого расширения (или уширения) и толщиной стенки щебневой опалубки (оболочки) от действия вертикальных N = 1000 кН и горизонтальных Р = 100 кН нагрузок представлен в табл. 6 и 7.
На рис. 2 и 3 изображены графики перемещений (осадок) свайной конструкции с разными конструктивными решениями от вертикальной сжимающей нагрузки N = 1000 кН. С увеличением диаметра нижнего щебневого шара Д > Д > Д площадь его опирания на грунт возрастает, то есть происходит перераспределение давлений, отсюда и уменьшение осадки (рис. 2). В данном конструктивном решении щебневый шар на нижним конце сваи является своего рода жестким (несжимаемым) материком в слабоструктурированных грунтах.
С увеличением толщины t1 > t2 > t3 стенки щебневой оболочки дополнительно увеличиваются верхний Дв и нижний d диаметры свайной конструкции и, соответственно, площадь ее боковой поверхности, которая значительно влияет на величину осадки s, сваи (рис. 3). Однако при устройстве щебневой оболочки (опалубки) и нижнего шара увеличивается радиус r уплотнения грунта вокруг свайной конуструкции.
Графики (рис. 2-5) демонстрируют влияние нижнего и бокового щебневого расширения на изменение несущей способности свайной конструкции, которая обусловлена суммарным сопротивлением грунтового основания под сваей и на ее боковой поверхности.
Таблица 2
Результаты расчета свайной конструкции с щебневой оболочкой й = 0,15 м
Максимальные перемещения свайной конструкции
Типы Диаметр шара-
свай дшар м Вертикальная осадка Горизонтальное перемещение
' ' Si, м от N = 1000 кН Дх;, м от Р = 100 кН
«1.1 = 0,0152 м
Д-К1.1 = 0,0336 м
1.1
1,0
Outpi*e*XIX NASTRAN Case 1 Deformed(0.0152): Total Translation Nodal Contour: Total Translation
S1.2 = 0,012 м
Д*1.2 = 0,0033 м
1.2
1,5
OutpifeJtfXIX NASTRAN Case 1 Deformed(0.012): Total Translation Elemental Contour: Total Translation
«1.3 = 0,105м
Д*1.3 = 0,00320м
1.3
2,0
OutpüfgetfXIX NASTRAN Case 1 Deformed(0.0105): Total Translation Elemental Contour: Total Translation
Table 2
Calculation results of a pile structure with a crushed stone shell ti = 0.15 m
Types Ball diameter of piles Dibal1, m
Maximum displacements of the pile structure
Vertical draft si, m from N = 1000 kN
Horizontal displacement Ах, m from P = 100 kN
si.i = 0.0152 m
Axi.1 = 0.0336 m
1.1
1.0
Outpi*S*XIX NASTRAN Case 1 Deformed(0.0152): Total Translation Nodal Contour: Total Translation
S1.2 = 0.012 m
АХ1.2 = 0.0033 m
1.2
1.5
OutpüfSStfXIX NASTRAN Case 1 Deformed(0.012): Total Translation Elemental Contour: Total Translation
S1.3 = 0.105 m
Ах1.3 = 0.0032 m
1.3
2.0
OutpüfSStfXIX NASTRAN Case 1 Deformed(0.0105): Total Translation Elemental Contour: Total Translation
Таблица 3
Результаты расчета свайной конструкции с щебневой оболочкой й = 0,20 м
Максимальные перемещения свайной конструкции
Типы Диаметр шара-
свай дшар м Вертикальная осадка Горизонтальное перемещение
i ' Si, м от N = 1000 кН Ах, м от Р = 100 кН
«2.1 = 0,0148 м
Ахи = 0,0031 м
2.1
1,0
«2.2 = 0,0117 м
АХ2.2 = 0,00308 м
2.2
1,5
«2.3 = 0,00976 м
Ах2.з = 0,00306 м
2.3
2,0
Table 3
Calculation results of a pile structure with a crushed stone shell ti = 0.20 m
Maximum displacements of the pile structure
Types Ball diameter-
of piles D-ba" m Vertical draft Horizontal displacement
' ' si, m from N = 1000 kN Ax, m from P = 100 kN
S2.1 = 0.0148m Axil = 0.0031 m
2.1
1.0
S2.2 = 0.0117 m
Ax2.2 = 0.00308 m
2.2
1.5
S2.3 = 0.00976 m
Ax2.3 = 0.00306 m
2.3
2.0
Таблица 4
Результаты расчета свайной конструкции с щебневой оболочкой ti = 0,30 м
Максимальные перемещения свайной конструкции
Типы Диаметр шара-
свай дшар м Вертикальная осадка Горизонтальное перемещение
' ' Si, м от N = 1000 кН Axi, м от Р = 100 кН
«3.1 = 0,0141 м
Ах3.1 = 0,00268 м
3.1
1,0
«3.2 = 0,0114 м Ах3.2 = 0,00263 м
3.2
1,5
«3.3 = 0,00908 м
Ах3.3 = 0,00256м
3.3
2,0
Table 4
Calculation results of a pile structure with a crushed stone shell ti = 0.30 m
Maximum displacements of the pile structure
Types Ball diameter -
of piles D'baii m Vertical draft Horizontal displacement
' ' si, m from N = 1000 kN Ax, m from P = 100 kN
S3.1 = 0.0141 m
Ax3.1 = 0.00268 m
3.1
1.0
S3.2 = 0.0114 m
Ax3.2 = 0.00263 m
3.2
1.5
S3.3 = 0.00908 m
Ax3.3 = 0.00256 m
3.3
2.0
Таблица 5
Максимальные перемещения свайной конструкции Ь = 2 м от горизонтальной Р = 100 кН и сжимающей N = 1000 кН нагрузки
Диаметр шара Лшар, M Максимальные перемещения монолитной железобетонной сваи и щебневой оболочки при следующих толщинах й, м
0,15 0,20 0,30
Вертикальные Горизонтальные Si, М Д а, М Вертикальные Горизонтальные Si, М Ди, м Вертикальные Горизонтальные Si, м Да, м
1,0 1,5 2,0 0,0152 0,00336 0,0120 0,00330 0,0105 0,00320 0,01480 0,00310 0,01170 0,00308 0,00976 0,00306 0,01410 0,00268 0,01140 0,00263 0,00908 0,00256
Table 5
Maximum displacement of the pile structure L = 2 m from horizontal P = 100 kN and compressive N = 1000 kN load
Maximum displacements of a monolithic reinforced concrete pile and crushed stone shell
Ball diameter at the following thicknesses ti, m
D;baU, m 0.15 0.20 0.30
Vertical s;, m Horizontal Ах, m Vertical Si, m Horizontal Ах, m Vertical si, m Horizontal Ах, m
1.0 0.0152 0.00336 0.01480 0.00310 0.01410 0.00268
1.5 0.0120 0.00330 0.01170 0.00308 0.01140 0.00263
2.0 0.0105 0.00320 0.00976 0.00306 0.00908 0.00256
Таблица 6
Сравнительно-численный анализ максимальных перемещений конусообразных свай с разными диаметрами Лшар нижнего щебневого шара
Толщина щебневой Соотношение максимальных перемещений свай по типам и диаметрам Д;шар нижнего щебневого шара
Типы конусообразной сваи
1.1-1.2 1.2-1.3 1.1-1.3
(опалубки) ti, м Д1шар_р2шар D2™4>—D3™4> 1,0-1,5 м 1,5-2,0 м 1,0-2,0 м
Процентное соотношение вертикальных перемещений Si, %
0,15 0,20 0,30 21,00 12,50 20,90 16,50 19,10 20,00 31,00 34,00 20,00
Процентное соотношение горизонтальныш перемещений Аа, %
0,15 0,20 0,30 7,70 13,50 6,70 16,50 6,14 16,40 20,00 14,60 21,50
Comparative-numerical analysis of the maximum displacements of cone-shaped piles with different diameters D;baU of the lower crushed stone ball Table 6
Crushed stone shell (formwork) thickness ti, m The ratio of the maximum displacements of piles by types and diameters D;baU of the lower crushed stone ball
Taper pile types
1.1-1.2 1.2-1.3 1.1-1.3
_p1ball_p2ball D2ba1l—D3M 1.0-1.5 m 1.5-2.0 m D1ball_D3ball 1.0-2.0 m
Percentage of vertical displacement si, %
0.15 0.20 0.30 21.00 12.50 20.90 16.50 19.10 20.00 31.00 34.00 20.00
Percentage of horizontal diSplacementS А«, %
0.15 0.20 0.30 7.70 13.50 6.70 16.50 6.14 16.40 20.00 14.60 21.50
Таблица 7
Диаметр щебневой расширения D;map, м
Crushed stone expansion diameter D;baU, m
Сравнительно-численный анализ максимальных перемещений конусообразных свай с разными толщинами щебневой оболочки (опалубки) й
Соотношение максимальных перемещений свай по типам и толщине щебневой оболочки ^
Типы конусообразной сваи
1.1-2.1
2.1-3.1
1.1-3.1
Î1—2 0,15-0,20 м
Î2-Î3
0,20-0,30 м
Î1-Î3
0,15-0,30 м
Процентное соотношение вертикальных перемещений si, %
1,0 2,60 4,70 7,20
1,5 2,50 2,60 5,00
2,0 7,00 13,50 0,00066
Процентное соотношение горизонтальныш перемещений Ах, %
1,0 7,70 13,50 20,00
1,5 6,70 16,50 14,60
2,0 6,14 16,40 21,50
1.1-2.1
2.1-3.1
Î1-Î2 0.15-0.20 m
Î2-Î3
0.20-0.30 m
1.1-3.1
Table 7
Comparative-numerical analysis of the maximum displacements of cone-shaped piles with different thicknesses of the crushed stone shell (formwork) ti
The ratio of the maximum displacements of piles by types and thickness of crushed stone ti
Taper pile types
Î1-Î3
0.15-0.30 m
Percentage of vertical displacement si, %
1.0 2.60 4.70 7.20
1.5 2.50 2.60 5.00
2.0 7.00 13.50 0.00066
Percentage of horizontal displacements Ах, %
1.0 7.70 13.50 20.00
1.5 6.70 16.50 14.60
2.0 6.14 16.40 21.50
0,016 0,015 0,014 0,013 0,012 0,011 0,01 0,009
1 1,5
Диаметр нижнего щебневого расширения ¡\, м
^ = 0,15 м 0,20 м -*- Ь - 0,30 м
Рис. 2. График зависимости «осадки - диаметр нижнего щебневого расширения» конусообразной сваи длиной Ь = 2 м при N = 1000 кН
0,0152
0,0
0,012
0,01141 0,0105
0,0090B
0.016 0.015 S 0.014 g 0.013
s it
S 0.012
а
(Л
а
Я 0.011 Рч
0.01 0.009
lo.0152
0.012
O.OllT1
~ ll lllll-
0.00976® O.OOWg^
1 1.5 2
Diameter of the botton crushed stone expansion ¡)r m
tj= 0.15 m -U-t2= 0.20 m -*-t3 = 0.30 m
Figure 2. The graph of the dependence "settlement - diameter of the lower crushed stone expansion" of a cone - shaped pile with a length of L = 2 m at N = 1000 kN
0,016
0,015
?
0.014
aï"
» Я 0,013
w
и
« 0,012
■ti
п
и 0,011
0
0,01
0,009
0,0152 0,0148
*-----------0,0141
0,012 II-— »да-о «и
-1
0,0105 0 00976
k---------- 0,00908
0,15
0,2
0,3
Толщина щебневой оболочки (опалубки) м
= 1,0 м -"-¿>2 = 1,5 м -*-£>? = 2,0 м
Рис. 3. График зависимости «осадки - толщины щебневой оболочки (опалубки)» конусообразной сваи длиной Ь = 2 м при N = 1000 кН
0.016
0.015
S 0.014
Я а 0.013
S
а
1 0.012
s
— 0.011
s
0.01
0.009
0.15
^ JX0152
t 0.014S ----_ 0.0141
0.012
--1 | u ulil_____0.0114_
.0.0105
L 0.00976 0"nnnc
0.2
Crushed stone shell thickness m
0.3
Dj = 1.0 i
-Dj = 1.5 m
-Dd = 2.0 m
Рис. 4. График зависимости «горизонтального перемещения - диаметра нижнего щебневого расширения» конусообразной сваи длиной Ь = 2 м при Р = 100 кН
Figure 4. Graph of dependence of "horizontal displacement - diameter of the lower crushed stone expansion" of a cone-shaped pile with a length of L = 2m at P = 100 kN
0,0034
^ 0,0033
s
«
g 0,0032
g 0,0031
<u
% 0,003
s
a. 0,0029 ф
С
2 0,0028 В
ч 0,0027 м
Ё
0,0026
Р. 0,0025
0.15
1^00336 Хппп?"?»^,
п ппзт£—
0,0031
0,00306 '
(ЬО^ЗИ
0,00256т
0.2
Толщина щебневой оболочки /¡, м
-Dj — 1,0 м 1,5 м — 2,0 м
0.3
Figure 5. Graph of the dependence of "horizontal displacement - thickness of the crushed stone shell' of a cone-shaped pile with a length of L = 2 m at P = 100 kN
Аналогичные графики зависимости смещений свайных конструкций от горизонтальной нагрузки Р = 100 кН приведены на рис. 4 и 5. Размеры диаметра нижнего щебневого шара незначительно влияют на горизонтальное перемещение Ах сваи в направлении приложенной внешней силы Р (рис. 4). Однако они оказывают влияние в большей степени на перемещение нижнего конца короткой сваи (жесткой сваи) [17], то есть увеличение диаметра щебневого шара уменьшает смещение на конце сваи (табл. 2-4). Существенное влияние на уменьшение горизонтального смещения сваи Ах- оказывает увеличение верхнего и нижнего диаметров сваи за счет толщины (^ > ¿2 > tз) стенки щебневой оболочки (опалубки) (рис. 5).
Заключение
1. Новая конструкция свайного фундамента на примере двухметровой сваи с боковыми и нижними щебневыми образованиями является рациональным и экономичным решением не только для нового строительства, но и для реконструкции существующих зданий и сооружений. Выбор ее конструктивного решения зависит от типа грунта и внешней нагрузки.
2. Сравнительный анализ показал, что на вертикальные 5, м и горизонтальные Ах, м перемещения конусообразной свайной конструкции существенное влияние оказывают ее геометрические и жесткост-ные параметры, принятые при конструировании, технологии погружения и изготовления, а также физико-механические свойства материалов сваи и грунта.
3. Увеличение несущей способности сваи достигается за счет увеличения угла конусности, толщины м щебневой оболочки (опалубки), диаметра Дшар, м нижнего щебневого шара (нижнего расширения шарообразной формы), а также путем уплотнения грунта в околосвайной области, то есть за счет структурных изменений грунтового массива.
4. Геометрические особенности щебневых образований (бокового и нижнего) приводят к дополнительному повышению несущей способности (жесткости) сваи за счет увеличения площади контакта с грунтовым основанием. Сцепление щебневых образований с частицами грунтового массива увеличивается благодаря угловатой форме, характерным размерам и шероховатости поверхности щебневого камня.
5. Концевое шарообразной щебневое образование сваи способствует равномерному распределению давления р, МПа на основание и образует жесткую подложку (материк) в слабоструктурированных грунтах.
6. В ходе дальнейших исследований несущей способности конусообразной свайной конструкции предполагается провести сопоставление численных результатов с результатами лабораторных и(или) натурных экспериментов, включая анализ поведения расчетной модели грунта за пределами теории упругости. Особый интерес вызывает определение жесткостных и прочностных характеристик щебневого образования свайной конструкции при ее порционной забивке в грунтовое основание с разными физико-механическими свойствами. Предполагается также определить рациональную форму и размеры
околосвайной области уплотненного грунта при образовании щебневой оболочки и нижнего щебневого уширения (расширения) шарообразной формы, которые, как показал численный анализ, оказывают существенное влияние на несущую способность свайной конструкции.
Список литературы
1. Байков В.Н., Сиголов Э.Е. Железобетонные конструкции. Общий курс. М.: Стройиздат, 1991. 728 с.
2. Веселое В.А. Проектирование оснований и фундаментов (основы теории и примеры расчета). М.: Стройиздат, 1990. 304 с.
3. Сапожников А.И., Кужахметова Э.Р. Глубокое погружение и деформационный расчет монолитной сваи-оболочки большого диаметра // Международная научная конференция научно-педагогических работников Астраханского государственного технического университета, посвященная 85-летию со дня основания вуза (59 НПР): материалы. Астрахань: Астраханский государственный технический университет, 2015. С. 191-192.
4. Кальницкий А.А., Пешковский Л.Н. Расчет и конструирование железобетонных фундаментов гражданских и промышленных зданий и сооружений. М.: Высшая школа, 1974. 260 с.
5. Ободовский А.А. Проектирование свайных фундаментов. М.: Стройиздат, 1977. 112 с.
6. Трофименко Ю.Г., Ободовский А.А. Свайные фундаменты для жилых и промышленных зданий. 2-е изд., доп. и перераб. М.: Издательство литературы по строительству, 1970. 241 с.
7. Сотников С.Н., Симагин В.Г., Вершинин В.П. Проектирование и возведение фундаментов вблизи существующих зданий. М.: Стройиздат, 1986. 96 с.
8. Кужахметова Э.Р. Погружение, расчет и конструирование монолитной железобетонной сваи конической формы // Научное обозрение. Технические науки. 2017. № 2. С. 57-64.
9. Kong G.-Q., Yang Q., Liu H.L., LiangR.Y. Numerical study of a new belled wedge pile type under different loading modes // European Journal of Environmental and Civil Engineering. 2013. No. 17. Pp. 37-41.
10. Khan M.K., Naggar M.H.E., Elkasabgy M. Compression testing and analysis of drilled concrete tapered piles in cohesive-frictional soil // Canadian Geotechnical Journal. 2008. Vol. 45. No. 3. Pp. 377-392.
11. Rybnikov A.M. Experimental investigations of bearing capacity of bored-cast-in-place tapered piles // Soil Mechanics and Foundation Engineering. 1990. Vol. 27. No. 2. Pp. 48-52.
12. Naggar M.H.E., Wei J.Q. Axial capacity of tapered piles established from model tests // Canadian Geotechnical Journal. 1999. Vol. 36. No. 6. Pp. 1185-1194.
13. Naggar M.H.E., SakrM. Evaluation of axial performance of tapered piles from centrifuge tests // Canadian Geotechnical Journal. 2000. Vol. 37. No. 6. Pp. 1295-1308.
14. Рыбникова И.А., Рыбников А.М. Анализ результатов натурных испытаний буронабивных конических свай на действие различных видов нагрузок // Вестник БГТУ имени В.Г. Шухова. 2018. Т. 3. № 3. С. 24-29. http://doi.org/10.12737/article_5abfc9b8b80fd1.89721982
15. Рыбникова И.А., Рыбников А.М. Анализ результатов тензометрических исследований работы натурных буронабивных конических свай // Вестник БГТУ имени В.Г. Шухова. 2020. № 2. С. 44-55. http://doi.org/10.34031/2071-7318-2020-5-2-44-55
16. Чернявский Д.А. Оценка влияния прочностных характеристик глинистых грунтов на несущую способность одиночных конических буроинъекционных свай // Вестник ПНИПУ. Строительство и архитектура. 2018. Т. 9. № 4. С. 69-79. http://doi.org/10.15593/2224-9826/2018.4.07
17. Кужахметова Э.Р. Исследование напряженно-деформированного состояния набивной монолитной железобетонной конусообразной сваи с щебневыми боковыми и нижними образованиями // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. 2021. Т. 17. № 4. С. 335-356. http://doi.org/10.22363/1815-5235-2021-17-4-335-356
18. Перич А.И. Экономические фундаменты малоэтажных зданий и усадебных домов. М.: ГУП ЦПП, 2002. 148 с.
19. Zhukov N. V. Construction of pile foundations for instrudial farm buildings // Soil Mechanics and Foundation Engineering. 1968. Vol. 5. Issue 4. Pp. 251-254.
20. Кужахметова Э.Р., Сапожников А.И. Сравнительный анализ работы длинных и коротких свай при горизонтальном загружении // Строительные материалы, оборудование, технологии XXI века. 2015. № 5-6 (196-197). С. 30-34.
21. Кужахметова Э.Р. Моделирование свайного фундамента в среде Femap with NX Nastran // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. 2020. Т. 16. № 4. С. 250-260. http://dx.doi.org/10.22363/1815-5235-2020-16-4-250-260.
22. Зенкевич О.К. Метод конечных элементов в технике. М.: Мир, 1975. 540 c.
23. Budhu M. Soil mechanics and foundations. 3rd ed. John Wiley & Sons, Inc., 2010.
24. Рычков С.П. Моделирование конструкций в среде Femap with NX Nastran. М.: ДМК Пресс, 2013. 784 с.
25. Шимкович Д.Г. Расчет конструкций в MSC/NASTRAN for Windows. М.: ДМК Пресс, 2003. 448 с. (Серия «Проектирование»).
References
1. Baykov V.N., Sigalov E.E. Reinforced concrete structures. General course. Moscow: Stroyizdat Publ.; 1991. (In Russ.)
2. Veselov V.A. Design of foundations and foundations fundamentals of theory and examples of calculation). Moscow: Stroyizdat Publ.; 1990. (In Russ.)
3. Sapozhnikov A.I., Kuzhakhmetova E.R. Deep immersion and deformation calculation of a monolithic pile-shell of large diameter. Proceedings of the International Scientific Conference of Scientific and Pedagogical Workers of Astrakhan State Technical University, Dedicated to the 85th Anniversary from the Basis of the University. Astrakhan: Astrakhan State Technical University; 2015. p. 191-192. (In Russ.)
4. Kalnitskiy A.A., Peshkovskiy L.N. Calculation and design of reinforced concrete foundations of civil and industrial buildings and structures. Moscow: Vysshaya Shkola; 1974. (In Russ.)
5. Obodovsky A.A. Design of pile foundations. Moscow: Stroyizdat Publ.; 1977. (In Russ.)
6. Trofimenkov Yu.G., Obodovskiy A.A. Pile foundations for residential and industrial buildings. Moscow: Stroyizdat Publ.; 1970. (In Russ.)
7. Sotnikov S.N., Simagin V.G., Vershinin V.P. Design and construction of foundations near existing buildings. Moscow: Stroyizdat Publ.; 1986. (In Russ.)
8. Kuzhakhmetova E.R. Dipping, calculation and construction of the monolithic reinforced concrete pile of the conical form. Scientific Review. Technical Science. 2017;(2):57-64.
9. Kong G.-Q., Yang Q., Liu H.L., Liang R.Y. Numerical study of a new belled wedge pile type under different loading modes. European Journal of Environmental and Civil Engineering. 2013;17:37-41.
10. Khan M.K., Naggar M.H.E., Elkasabgy M. Compression testing and analysis of drilled concrete tapered piles in cohesive-frictional soil. Canadian Geotechnical Journal. 2008;45(3):377-392.
11. Rybnikov A.M. Experimental investigations of bearing capacity of bored-cast-in-place tapered piles. Soil Mechanics and Foundation Engineering. 1990;27(2):48-52.
12. Naggar M.H.E., Wei J.Q. Axial capacity of tapered piles established from model tests. Canadian Geotechnical Journal. 1999;36(6): 1185-1194.
13. Naggar M.H.E., Sakr M. Evaluation of axial performance of tapered piles from centrifuge tests. Canadian Geotechnical Journal. 2000;37(6):1295-1308.
14. Rybnikova I.A., Rybnikov A.M. Analysis of the field tests results of bored conical piles under the action of various types of loads. Bulletin of BSTU named after V.G. Shukhov. 2018;3(3):24-29. (In Russ.) http://doi.org/10.12737/article_5abfc9b8b80fd1.89721982
15. Rybnikova I.A., Rybnikov A.M. Analysis of the results of tensometric studies of natural bored conical piles. Bulletin of BSTU named after V.G. Shukhov. 2020;(2):44-55. (In Russ.) http://doi.org/10.34031/2071-7318-2020-5-2-44-55
16. Cherniavsky D.A. Assessment of the influence of the strength characteristics of clay soils on the bearing capacity of single conical CFA piles. Bulletin of PNRPU. Construction and Architecture. 2018;9(4):69-79. (In Russ.) http://dx.doi.org/10.15593/2224-9826/2018A07
17. Kuzhakhmetova E.R. Research of stress-deformed state of the rammed monolithic reinforced concrete cone-shaped piles with side and bottom forms from crushed stones. Structural Mechanics of Engineering Constructions and Buildings. 2021;17(4):335-356. (In Russ.). http://doi.org/10.22363/1815-5235-2021-17-4-335-356
18. Perich A.I. Economic foundations of low-rise buildings and manor houses. Moscow: GUP TSPP Publ.; 2002. (In Russ).
19. Zhukov N.V. Construction of pile foundations for instrudial farm buildings. Soil Mechanics and Foundation Engineering. 1968;5(4): 251-254.
20. Kuzhakhmetova E.R., Sapozhnikov A.I. Comparative analysis of long and short piles with horizontal uploading. Building Materials, Equipment, Technologies of the XXI Century. 2015;(5-6):30-34. (In Russ.)
21. Kuzhakhmetova E.R. Modeling of a piled foundation in a Femap with NX Nastran. Structural Mechanics of Engineering Constructions and Buildings. 2020;16(4):250-260. (In Russ.) http://doi.org/10.22363/1815-5235-2020-16-4-250-260
22. Zienkiewich O.C. The finite element method in engineering science. Moscow: Mir Publ.; 1975. (In Russ.)
23. Budhu M. Soil mechanics and foundations. 3rd ed. John Wiley & Sons, Inc.; 2010.
24. Rychkov S.P. Structural modeling in Femap with NX Nastran. Moscow: DMK Press; 2013. (In Russ.)
25. Shimkovich D.G. Structural analysis in MSC/NASTRAN for Windows. Moscow: DMK Press; 2003. (In Russ.)
