CC BY
33
ОСНОВАНИЯ И ФУНДАМЕНТЫ, ПОДЗЕМНЫЕ СООРУЖЕНИЯ.
МЕХАНИКА ГРУНТОВ
УДК 624.15
А.С. Буслов, Е.С. Моховиков
ФГБОУ ВПО «МАМИ»
ВЛИЯНИЕ ЛЕЖНЕЙ НА ПЕРЕМЕЩЕНИЯ ГОРИЗОНТАЛЬНО НАГРУЖЕННЫХ ФУНДАМЕНТОВ ОПОР КОНТАКТНОЙ СЕТИ
Предложен метод расчета горизонтально нагруженных опор с лежнями в виде горизонтально уложенных балок, применяемый для повышения деформационной устойчивости горизонтально нагруженных опор. Показаны результаты сопоставительных расчетов горизонтально нагруженных одиночных опор с лежнями, установленными в верхней и нижней сжимаемых зонах грунта. Данные расчетов показали эффективность применения лежней с целью уменьшения деформаций горизонтально нагруженных опор, а также возможность оптимального назначения их размеров с точки зрения сокращения расхода материалов на их изготовление.
Ключевые слова: одностоечная опора, горизонтальная нагрузка, лежни, горизонтальные перемещения.
Опоры контактной сети на транспорте, линии электропередач воспринимают значительные горизонтальные нагрузки как от проводов и конструкций их удерживающих, так и от ветровых, динамических и других экстраординарных воздействий (обрыв проводов, аварийные ситуации и т.д.).
В случае применения контактных опор с одиночными фундаментами необходимо иметь достаточный запас их прочности и деформационной способности, для чего применяются лежневые конструкции с различными конструктивными схемами1 (рис. 1).
На выбор конструктивного типа усиления фундамента лежнями влияют как вид и направление действующей нагрузки, так и грунтовые условия и рельеф местности. В частности, значительное влияние на деформации опор контактной сети оказывает возможное переувлажнение верхнего слоя грунта в результате длительных атмосферных осадков [1].
В литературе недостаточно отражено влияние места расположения и длины лежней на несущую способность и деформации отдельно стоящих опор при действии на них горизонтальных нагрузок и моментов [2—12].
Рассмотрим работу горизонтально нагруженного фундамента с одним верхним лежнем. При разработке метода расчета такого фундамента по деформациям представим его как жесткую конструкцию на упругом винклеровском основании (рис. 2). Горизонтальную нагрузку на высоте Н (см. рис. 1, в), принимаемую по горизонтальной поверхности верхнего лежня (см. рис. 2, а), заменяем силой Рг и моментом М, приложенными на уровне расчетной поверхности грунта.
1 СТН ЦЭ 141—99. Нормы проектирования контактной сети. М. : Транспорт, 2001. 177 с.
м
ГШ
опора контактном сетки
балласт
верхним
лежень
фундамент нижний лежень
M
ESZSZSZSp
Ш
опора контактной сетки
балласт
ШЗ
¿J верхний лежень
::
НИЖНИМ
лежень
верхнин лежень
1 » \s
верхним лежень
б
ЁШ
щт
са
верхним
Рис. 1. Фундаменты одностоечных опор: а — с верхним и нижним лежнями различной длины; б — верхним и нижним лежнями одинаковой длины; в — с одним верхним лежнем
а
в
факгнческвм
J Л/ = Р II ,
- L монердосте rpyvra
ÛJ-LI.1LT /
u f 1
повсряплсть rpyirra
fi it ■■■
* u
+ м\
B»;t Tio A. В
ВЛ
ВЛ {
а б в г
Рис. 2. Расчетная схема перемещений горизонтально нагруженного фундамента с лежнями: а — схема опоры с лежнем в верхней сжимаемой зоне с приведенными к расчетной поверхности грунта горизонтальной силой и моментом; б — схема перемещений опоры с лежнем под действием силы Рг, приложенной в центре тяжести эпюры реактивных давлений; в — поворот (крен) опоры с лежнем под действием момента горизонтальных сил; г — геометрическая форма фронтальной поверхности горизонтально нагруженной опоры с лежнем
В соответствии с принятой расчетной схемой по BromsBengt [13], деформация фундамента складывается из его поступательного горизонтального перемещения от силы Рг (см. рис. 2, б), приложенной в центре тяжести Ц эпюры реактивного давления по фронтальной поверхности фундамента (см. рис. 2, г), а также его поворота под действием момента М на этом же уровне (см. рис. 2, в).
Суммарные перемещения Дг на уровне расчетной поверхности грунта будут складываться из перемещений Атр от силы Рг и Атм от моментаМ=Рг(Н+ув) (рис. 3).
8/2014
а б в
Рис. 3. Суммарные перемещения горизонтально нагруженного фундамента с лежнем на уровне расчетной поверхности грунта: а — плоскопараллельное поступательное перемещение опоры с лежнем под действием горизонтальной нагрузки, приложенной в центре тяжести реактивной эпюры; б — поворот опоры относительно центра тяжести реактивной эпюры под действием момента горизонтальной силы; в — суммарная эпюра перемещений горизонтально нагруженной опоры с лежнем
Перемещения от силы Р приложенной в центре тяжести эпюры отпора, в соответствии с теорией Винклера определяются зависимостью
Р
Дг = — р к [а(Ь - с) + Вс]
(1)
где Рг — горизонтальная нагрузка; к — коэффициент постели; а — ширина фундамента; Ь — глубина фундамента; с — толщина лежня; В — длина лежня.
Перемещения фундамента на винклеровском основании под действием момента М найдем из зависимости
Л г М
ЛМ=ш, ■ <2)
где Wx — момент сопротивления фронтальной поверхности фундамента с лежнем.
Необходимо найти момент сопротивления верхней и нижней частей фронтальной поверхности фундамента с лежнем. Как известно, = ~, а ^хн = —:-,
У в У н
где 1х — момент инерции геометрической формы фронтальной поверхности фундамента поверхности с лежнем относительно оси х; ув — расстояние от центра тяжести фронтальной эпюры отпора до дневной поверхности; ун — расстояние от центра тяжести фронтальной эпюры отпора до низа фундамента. Момент инерции относительно оси х в общем виде равен 1Х =
= | y2dF = ^I Х. Здесь индекс 1 обозначает характеристики моментов инерции
отдельных частей фигуры, на которые разбивается сложная геометрическая форма рассматриваемого сечения.
После подстановки размеров сечения и последующих математических преобразований получаем
3 (( - В1А3 + ау3я). где В1 — длина свеса лежня.
4 = 3<
(3)
Расположение центра тяжести эпюры отпорных реакций найдем по формулам:
1 аЬ + Б1е2
Ув = - т+ ' ; (4)
2 аЬ + В1с
Ун = Р - Ун. (5)
Находим момент сопротивления верхней части опоры
2 (в^^^ + ауН)
= ~-т2 ,, 2-~(аЬ + В1(6)
3 аЬ + Вс
Тогда перемещение верха опорного фундамента под действием момента на уровне центра тяжести будет равно
дм _ м _ 3 рг(н + *) К + вс) (7)
в 2к (Ву3 - В1 к3 + ауН))аЬ + В,с)'
Суммарные перемещения опоры на уровне условной поверхности грунта будут равны
_ Р 3Р(И + ув) (аЬ + Б,е2)
у д0 =_Р_+ гЧ _1 / (8)
^ г к[а(Ь - с) + Бс] 2к(( - Бхнъ + ау1 ))аЬ + Б1с)
Для того, чтобы найти горизонтальное перемещение опоры на любой ее высоте (в т.ч. не совпадающей с отметкой приложения горизонтальной нагрузки), необходимо определить тангенс угла наклона (крен) фундамента.
ДМ
Тогда, учитывая, что tg0 = ——, получаем
Ув
1*0 = 3 Р_(Я + __(9)
^ 3 к(Бу1 -ауН)■ (9)
Перемещения опоры на высоте Н определятся из уравнения А и = Аг° + И, tge. (10)
Коэффициент постели равен
С
к = - (11)
а
где С — отпорность основания; а — ширина фундамента.
Отпорность С для предварительных расчетов можно определять по упрощенной формуле Б. Лэйна [14, 15]
Е
С = 0,65-^-, (12)
(1 -Ц0)
где Е0 — модуль общей деформации грунта; — коэффициент Пуассона.
Для варианта опоры с двумя лежнями разной длины при Ь < В (см. рис. 1, а) получаем дополнительное сопротивление по плоскостям лежней как в верхней, так и нижней сжимаемых зонах грунта (рис. 4).
В соответствии с рис. 5 имеем следующие геометрические характеристики фронтальной поверхности горизонтально нагруженной опоры с двумя разноразмерными лежнями.
8/2014
Рис. 4. Сопротивление опоры с разноразмерными лежнями, установленными в верхней и нижней сжимаемых зонах: 1 — опора; 2 — верхний лежень; 3 — нижний лежень; 4 — реакции отпора грунта по длине верхнего лежня; 5 — реакции отпора грунта по фронтальной поверхности опоры; 6 — реакции отпора грунта по длине нижнего лежня; 7 — реакции отпора грунта по тыльной поверхности опоры
Площадь Р фронтальной поверхности фигуры (рис. 5) равна:
Р + Ьск + а(Ии + Ив) + Всв; Ъх = Ь - а; В1 = Ь - а.
Положение центра тяжести эпюры отпорных реакций определяется ординатами у и у . Соответственно, имеем
"в "н '
^ = аЬ + ВС + ун(2£ - ен),
"'в <1/ Т Г> 1 \ 'V1-3/
2(аЬ + ВСв + ЬО
Ун = Н - ув. (14)
Момент инерции фронтального сечения опоры с лежнями разной длины находим по формуле
Iх = 3((в3 -ВМ + ЬуН -ЬХ). (15)
Момент сопротивления сечения верхней части горизонтально нагруженной опоры с лежнем относительно оси хравен
у*
Рис. 5. Геометрические характеристики горизонтально нагруженной опоры с лежнями разной длины, установленными в верхней и нижней сжимаемых зонах грунта
и 2 (( -в^ + ЬуН -ь^) ( ^ я Ь )
= — = - Т2 р 2 , „т-Т(а1 + В1Св + Ь1СнУ
у в 3 а!} + ВЛ2 + Ь сн(2Ь - сн)
(16)
В соответствии с теорией Винклера для горизонтального перемещения опоры под действием силы Р приложенной в центре тяжести реактивной эпюры, по аналогии с зависимостью (1), имеем
Лг=^---т. (17)
' к [ + а (Ин + И,) + Всв ] ' '
Перемещение верха фундамента с лежнями под действием момента, действующего в уровне центра тяжести реактивной эпюры, будет равно:
AM =
M = P (H + Л)[^ + + Ун(2L -cH)] kWxB ((-вд3 + by-^^H3)( + Bce + Vh)'
(18)
Для опоры с двумя разноразмерными лежнями суммарные перемещения на уровне условной поверхности грунта будут равны
3 + Ув) [аЬ + Дс? + ЬСн (2Ь - сн)]
(19)
А[Ьсн + а(кн + кв) + Всв ] 2к ( - БХ + Ьун - ЬХ )(аЬ + В1св + Ь1ев) '
Для того чтобы найти горизонтальное перемещение опоры на любой ее высоте (в т.ч. не совпадающей с отметкой приложения горизонтальной нагрузки) необходимо, как и в предыдущем случае, определить тангенс угла наклона (крен) фундамента.
А
Тогда, учитывая, что tg0 = ——, получаем
Je
tg9 = 3
P
(H + Ув )
к (б/3 - Bh + 1
(20)
-ьу! - ьх )
Перемещения опоры на высоте Н определятся из уравнения
АЯг =А° + И^е. (21)
Аналогичным образом решается задача определения горизонтальных перемещений и крена опоры с равноразмерными лежнями, устроенными в
верхней и нижней сжимаемых зонах грунтового основания в соответствии со схемой (см. рис. 1, б).
Для этой схемы (рис. 6) имеем следующие геометрические характеристики фронтальной поверхности горизонтально нагруженной опоры с двумя равноразмерными лежнями.
В соответствии с рис. 6 имеем:
(N
F = ah + B(L - h); I = — + b(L
12 12V
0;
В
0 T
a
В
w =
B(l - h3 )+al.
6L 6L
Рис. 6. Геометрические характеристики горизонтально Для опоры с двумя равноразмерными нагруженной опоры с лежнями лежнями суммарные перемещения на уровне равшй длины, усгановленными условной поверхности грунта от действия мо- в веРхней и нижней сжимаемых
мента и горизонтальной нагрузки будут равны зонах грунта
Р
Ед0 =
PT( H + Q,5L )
к [ah + B (L - h ) ]
— (L3 - h3) + ah-6 L 6L
(22)
Горизонтальное перемещение опоры на любой ее высоте (в т.ч. не совпадающей с отметкой приложения горизонтальной нагрузки) необходимо, как и в предыдущих случаях, определять по тангенсу угла наклона (крена) фундамента.
дМ
Тогда, учитывая, что tg0 = ——, получаем
Ув
Ц (И + °5Ц (23)
6 к ( - И') + аИ') Перемещения опоры на высоте Н определятся из уравнения А т = А° + Иг tge. (24)
С использованием полученных зависимостей были проведены сравнительные расчеты горизонтально нагруженных свайных опор как отдельных, так и с лежнями различной длины. Данные для расчетов: грунт — суглинок; модуль общей деформации грунта Е0 = 22 МПа; коэффициент Пуассона ц = = 0,37; с = 0,05 МПа. Свая — железобетонная, сечением 25 х 25 см; бетон В30; модуль упругости бетона Е = 32500 МПа. Варианты с одним верхним и двумя одинаковыми (верхним и нижним) лежнями сечением 25 х 25 см и длиной 175 см, а также с двумя лежнями разной длины — 100 см (верхний) и 75 см (нижний) (табл.).
Результаты сравнительных расчетов горизонтально нагруженных опор с лежнями и без них
Варианты расчета опор при действии горизонтальной нагрузки Р = 5 кН, приложенной на высоте 0,2 м Горизонтальное перемещение в уровне поверхности грунта *0 Дг, мм Горизонтальное перемещение на высоте Н = 0,4 м АЯ Аг , мм
Свайная опора без лежней 1,730 2,545
Свайная опора с одним верхним лежнем 0,386 0,573
Свайная опора с двумя (верхним и нижним) лежнями одинаковой длины 0,353 0,494
Свайная опора с двумя (верхним и нижним) лежнями различной длины 0,346 0,477
Данные расчетов показывают эффективность применения лежней с целью уменьшения деформаций горизонтально нагруженных опор, а также возможность оптимального назначения их размеров с точки зрения сокращения расхода материалов на их изготовление.
Библиографический список
1. Буслов A.C., Тулаков Э.С. Расчет горизонтально нагруженных одностоечных опор по устойчивости // Основания, фундаменты и механика грунтов. 2004. № 3. С. 6—9.
2. Кобринец В.М., Барчукова Т.Н. Метод расчета по деформациям грунтового основания горизонтально нагруженного фундамента из короткой сваи-колонны // Будiвельнi конструкци : зб. наук. праць. Кшв : ДП НД1БК, 2008. Вип. 71. Кн. 1. С. 463—469.
3. Буслов А.С., Бакулина А.А. Влияние кольцевого уширения на несущую способность горизонтально нагруженной моносвайной опоры // Вестник МГСУ 2012. № 4. С. 63—69.
4. Бакулина А.А. Исследование несущей способности одностоечных опор с укреплением верхнего слоя грунта при горизонтальных нагрузках // Актуальные проблемы развития нано- микро- и оптоэлектроники : тр. Всеросс. конф. с элементами научной школы для молодежи. Рязань : РИЦ РГРТУ, 2010. С. 171—174.
5. Poulos H.G. The Behavior of laterally loaded piles. Part I: Single piles // ASCE Journal of the Soil Mechanics and Foundation Engineering Division. 1971. Vol. 97. No. 5. Pp. 711—731.
6. Ангельский Д.В. К расчету свайных оснований на горизонтальную нагрузку // Труды МАДИ. 1937. № 7. С. 41—49.
7. Голубков В.Н., Гончаров Ю.М. Исследование деформаций свай в грунте под действием горизонтальной нагрузки // Известия вузов. Строительство и архитектура. 1958. № 4. С. 38—46.
8. Луга А.А. К расчету свайных фундаментов опор мостов на горизонтальные нагрузки // Сб. трудов ВНИИТСа. М. : Металлургия, 1960. Вып. I. С. 37—41.
9. Снитко Н.К., Чернов В.К. Деформационный расчет и устойчивость сжато-изогнутых свай // Механика грунтов, основания и фундаменты : сб. трудов ЛИСИ. Л., 1976. Вып. I (116). С. 8—14.
10. Буслов А.С. Работа свай на горизонтальную нагрузку за пределами упругости в связных грунтах. Ташкент : ФАН, 1979. 106 с.
11. Blaney G.W., O'Neill W.O. Procedures for prediction of dynamic lateral pile group response in clay from single pile tests // Geotechnical Testing Journal. 1991. Vol. 14. No. 1. Pp. 3—12.
12. Matlock H., Ingram W.B., Kelley A.E., Bogard D. Field tests of the lateral-load behavior of pile groups in soft clay // Proc. 12th Offshore Technology Conference. OTC 3871, Houston, TX., 1980. Vol. IV. Рр. 163—174.
13. Broms B.B. Lateral Resistance of Piles in Cohesive Soils // Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division. Proceedings of the American Society of Civil Engineers. 1964. Vol. 90. No. 2. Pp. 27—63.
14. Ooi P.S., Duncan J.M. Lateral load analysis of groups of piles and drilled shafts // ASCE Journal of Geotechnical Engineering. 1994. Vol. 120. No. 6. Pp. 1034—1050.
15. Миронов В.В. К расчету одиночных свай и высоких свайных ростверков на действие горизонтальных сил // Труды ЛИИЖТа. Л., 1963. Вып. 207. С. 112—156.
Поступила в редакцию в июне 2014 г.
Об авторах: Буслов Анатолий Семенович — доктор технических наук, профессор, советник РААСН, заведующий кафедрой строительного производства, Московский государственный машиностроительный университет (ФГБОУ ВПО «МАМИ»), 129626, г. Москва, ул. Павла Корчагина, д. 22, 8 (499) 683-87-97, a.buslov@ yandex.ru;
Моховиков Евгений Сергеевич — старший преподаватель кафедры архитектуры и градостроительства, Рязанский институт (филиал) Московского государственного машиностроительного университета (ФГБОУ ВПО «МАМИ»), 390000, г. Рязань, ул. Праволыбедская, д. 26/53, [email protected].
Для цитирования: Буслов А.С., Моховиков Е.С. Влияние лежней на перемещения горизонтально нагруженных фундаментов опор контактной сети // Вестник МГСУ. 2014. № 8. С. 44—53.
A.S. Buslov, E.S. Mokhovikov
INFLUENCE OF SOLEPIECES ON THE DISPLACEMENTS OF HORIZONTALLY LOADED SUPPORT BASES OF A CONTACT SYSTEM
The bearings of a contact system on transport, electric lines take up substantial horizontal loads both from wires and constructions holding them and also from wind, dynamic and other extraordinary influences (wire breakage, emergency situations, etc.). In case of using contact bearers with sole bases it is necessary to have sufficient strength and strain capacity reserve. For this aim solepieces with different constructive schemes are applied. The effectiveness of their application depending on their location, depth and length has not been thoroughly researched.
In the article the authors offer a calculation method for horizontally loaded bearings with solepieces presented as horizontally laid beams, which are used in order to raise the deformational stability of horizontally loaded bearings. The results of comparative calculations are presented for horizontally loaded sole bearings with beams, installed in the upper and lower compressed zones of soil. The calculation results showed the efficiency of solepieces application with the aim of deformation reduction of horizontally loaded bearings as well as the possibility to optimally assign their size in order to reduce costs for their production.
Key words: single pile, horizontal load; solepieces, horizontal desplacements.
References
1. Buslov A.C., Tulakov E.S. Raschet gorizontal'no nagruzhennykh odnostoechnykh opor po ustoychivosti [Stability Calculation of Horizontally Loaded Single Piles]. Osnovaniya, funda-menty i mekhanika gruntov [Foundations, Bases and Soil Mechanics]. 2004, no. 3, pp. 6—9.
2. Kobrinets V.M., Barchukova T.N. Metod rascheta po deformatsiyam gruntovogo osnovaniya gorizontal'no nagruzhennogo fundamenta iz korotkoy svai-kolonny [Calculation Method of Soil Base Deformations of Horizontally Loaded Foundation of a Short Bearing Pile]. Budivel'ni konstruktsi'i: zb. nauk. prats' [Building Constructions; Collection of Scientific Works]. Kiev, DPNDIBK Publ., 2008, no. 71, vol. 1, pp. 463—469.
3. Buslov A.S., Bakulina A.A. Vliyanie kol'tsevogo ushireniya na nesushchuyu sposob-nost' gorizontal'no nagruzhennoy monosvaynoy opory [Effect of a Round Cap on the Bearing Capacity of a Laterally Loaded Pile]. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2012, no. 4, pp. 63—68.
4. Bakulina A.A. Issledovanie nesushchey sposobnosti odnostoechnykh opor s ukre-pleniem verkhnego sloya grunta pri gorizontal'nykh nagruzkakh [Investigation of the Bearing Capacity of Single Pile Bearings with Strengthening of the Surface Soil Layer in Case of Horizontal Loadings]. Aktual'nye problemy razvitiya nano- mikro- i optoelektroniki: trudy Vserossiyskoy konferentsii s elementami nauchnoy shkoly dlya molodezhi [Current Problems of Nano- Micro- and Optoelectronics Development : Works of All-Russian Conference with Elements of School for the Youth]. Ryazan, RITs RGRTU Publ., 2010, pp. 171—174.
5. Poulos H.G. The Behavior of Laterally Loaded Piles. Part I: Single piles. ASCE Journal of the Soil Mechanics and Foundation Engineering Division. 1971, vol. 97, no. 5, pp. 711—731.
6. Angel'skiy D.V. K raschetu svaynykh osnovaniy na gorizontal'nuyu nagruzku [To the Horizontal Load Calculation for Pile Foundations]. Trudy MADI [Works of Moscow State Automobile and Road Technical University]. 1937, no. 7, pp. 41—49.
7. Golubkov V.N., Goncharov Yu.M. Issledovanie deformatsiy svay v grunte pod deyst-viem gorizontal'noy nagruzki [Investigation of Pile Deformation in Soil Subjected to Horizontal Load]. Izvesti vuzov. Stroitel'stvo i arkhitektura [News of the Institutions of Higher Education. Construction and Architecture]. 1958, no. 4, pp. 38—46.
8. Luga A.A. K raschetu svaynykh fundamentov opor mostov na gorizontal'nye nagruzki [To Horizontal Load Calculation for Pile Foundations of Bridges].Sbornik trudov VNIITSa [Collection of Works of All-Russian Scientific and Project Institute of Refractory Metals and solid alloys]. Moscow, Metallurgiya Publ., 1960, no. I, pp. 37—41.
9. Snitko N.K., Chernov V.K. Deformatsionnyy raschet i ustoychivost' szhato-izognutykh svay [Deformation Calculation and Stability of Beam Columns]. Mekhanika gruntov, osnovani-ya i fundamenty: sbornik trudov LISI [Soil Mechanics, Bases and Foundations : Collection of Works of Saint-Petersburg State University of Architecture and Civil Engineering]. Leningrad, 1976, no. I (116), pp. 8—14.
10. Buslov A.S. Rabota svay na gorizontal'nuyu nagruzku za predelami uprugosti v svy-aznykh gruntakh [Horizontal Load of Piles Beyond Elasticity in Cohesive Soil]. Tashkent, FAN Publ., 1979, 106 p.
11. Blaney G.W., O'Neill W.O. Procedures for Prediction of Dynamic Lateral Pile Group Response in Clay from Single Pile Tests. Geotechnical Testing Journal. 1991, vol. 14, no. 1, pp. 3—12. DOI: http://dx.doi.org/10.1520/GTJ10186J.
12. Matlock H., Ingram W.B., Kelley A.E., Bogard D. Field Tests Of The Lateral-Load Behavior Of Pile Groups In Soft Clay. Proc. 12th Offshore Technology Conference. OTC 3871, Houston, TX., 1980, vol. IV, pp. 163—174.
13. Broms B.B. Lateral Resistance of Piles in Cohesive Soils. Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, Proceedings of the American Society of Civil Engineers. 1964, vol. 90, no. 2, pp. 27—63.
14. Ooi P.S., Duncan J.M. Lateral Load Analysis of Groups of Piles and Drilled Shafts. ASCE Journal of Geotechnical Engineering. 1994, vol. 120, no. 6, pp. 1034—1050.
15. Mironov V.V. K raschetu odinochnykh svay i vysokikh svaynykh rostverkov na deyst-vie gorizontal'nykh sil [To Calculation of Horizontal Forces Impact on Single Piles and High Pile Grids]. Trudy LIIZhTa [Works of Petersburg State Transport University]. Leningrad, 1963, no. 207, pp. 112—156.
About the authors: Buslov Anatoliy Semenovich — Doctor of Technical Science, Professor, Advisor, Russian Academy of Architecture and Construction Sciences, Chair, Department of Civil Engineering Production, Moscow State University of Mechanical Engineering (UMech), 22 Pavla Korchagina Str., Moscow, 129626, Russian Federation; [email protected]; +7 (499) 683-87-97;
Mokhovikov Evgeniy Sergeevich — senior lecturer, Department of Architecture and Urban Planning, Ryazan Institute (branch) of Moscow State University of Mechanical Engineering (UMech), 26/53 Pravo-lybedskaya str., Ryazan, 390000, Russian Federation; [email protected].
For citation: Buslov A.S., Mokhovikov E.S. Vliyanie lezhney na peremeshcheniya gorizontal'no nagruzhennykh fundamentov opor kontaktnoy seti [Influence of Solepieces on the Displacements of Horizontally Loaded Support Bases of a Contact System]. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2014, no. 8, pp. 44—53.
