автореферат диссертации по строительству, 05.23.02, диссертация на тему:Определение лобового сопротивления забивной сваи на основе решения задачи расширения полости в грунте

На правах рукописи

ГРЕВЦЕВ Александр Алексеевич

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЛОБОВОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ ЗАБИВНОЙ СВАИ НА ОСНОВЕ РЕШЕНИЯ ЗАДАЧИ РАСШИРЕНИЯ ПОЛОСТИ В ГРУНТЕ

Специальность: 05.23.02 - «Основания и фундаменты, подземные сооружения»

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

- IПГН 2015

Москва 2015

005561899

Работа выполнена в Открытом акционерном обществе «Научно-исследовательский центр «Строительство» -Научно-исследовательский, проектно-изыскательский и конструкторско-технологический институт оснований и подземных сооружений им. Н. М. Герсеванова (ОАО «НИЦ «Строительство» - НИИОСП им. Н. М. Герсеванова)

Научный руководитель:

Федоровский Виктор Григорьевич кандидат технических наук, заведующий лабораторией «Механика грунтов» в ОАО «НИЦ «Строительство» -

НИИОСП им. Н. М. Герсеванова

Официальные оппоненты:

Парамонов Владимир Николаевич доктор технических наук, профессор кафедры «Основания и фундаменты» ФГБОУ ВПО «Петербургский государственный университет путей сообщения

Императора Александра I»

Власов Александр Николаевич доктор технических наук, заведующий отделом «Механики структурированной и гетерогенной среды» ФГБУН «Институт прикладной механики» РАН

Ведущая организация:

Сибирский государственный университет путей сообщения (СГУПС)

Защита состоится » ояго/г-.в 10.00 часов на заседании объединенного диссертационного совета ДМ 512.001.01 при АО «ВНИИГ им. Б. Е. Веденеева» по адресу: 195220, Санкт-Петербург, ул. Гжатская, 21

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке АО «ВНИИГ им. Б. Е. Веденеева» и на сайте общества (www.vniig.rushydro.ru)

Автореферат разослан « ¿-¿Р_2015 г.

Ученый секретарь Диссертационного совета кандидат технических наук

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. По действующим нормам проектирования свайных фундаментов расчетное сопротивление под нижним концом забивных и погружаемых задавливанием свай (лобовое сопротивление) определяется в зависимости от плотности и гранулометрического состава песчаных и консистенции глинистых грунтов, а также глубины заложения конца сваи. Данный подход имеет существенные недостатки: "

а) при погружении сваи в супесь и глину, а также при погружении в глины с разными коэффициентами пористости, лобовое сопротивление сваи различно, в то время как действующие правила проектирования предполагают одинаковые значения при одном и том же показателе текучести;

б) плотность песка связана с лобовым сопротивлением забивной сваи — чем плотнее песок, тем выше сопротивление, и использование двух градаций плотности (средняя и высокая) является грубым приближением при проектировании;

в) глубина погружения нижнего конца является одной из характеристик при определении лобового сопротивления забивной сваи, но напряженное состояние в различных грунтах на одинаковых глубинах может существенно отличаться.

Использование моделей, основанных на решении задачи расширения полости (цилиндрической или сферической) в грунте, для расчета лобового сопротивления забивной сваи позволяет учесть прочностные и деформационные характеристики грунта, напряженное состояние на глубине заложения и сводит задачу к определению предельного давления расширения полости.

Цель диссертационной работы - решение задачи определения лобового сопротивления забивной сваи по прочностным и деформационным характеристикам грунта, напряженному состоянию на глубине заложения.

Для достижения цели были поставлены и решены следующие задачи:

- решить задачу расширения полости (цилиндрической или сферической) в грунте для произвольной упругопластической модели;

- получить формулу для предельного давления расширения полости в грунте, описываемом моделью Мора-Кулона с постоянной дилатансией;

- учесть переменный характер дилатансии песчаного грунта при развитых пластических деформациях, характерных для процесса погружения забивной сваи;

- учесть пластическое сжатие и упрочнение глинистого грунта при погружении в него забивной сваи;

- сопоставить результаты расчетов по полученной формуле с экспериментальными данными статического зондирования и рекомендациями СП 24.13330.2011 «Свайные фундаменты».

При решении поставленных задач использовались методы: численного интегрирования систем дифференциальных уравнений; регрессионного анализа; математической статистики.

Научная новизна работы

1. Получена формула расчета лобового сопротивления забивной и погружаемой задавливанием сваи по прочностным и деформационным характеристикам грунта, напряженному состоянию на глубине заложения.

2. Задача расширения полости решена для произвольной упругопла-стической модели грунта.

Личный вклад автора заключается в:

решении задачи расширения полости в грунте для произвольной упругопластической модели грунта;

исследовании влияния переменного характера дилатансии песчаных грунтов, пластического объемного сжатия и упрочнения глинистых грунтов, характерных для процесса погружения забивной сваи, на значение предельного давления расширения полости в грунте;

получении итоговой формулы расчета лобового сопротивления забивной сваи по прочностным и деформационным характеристикам грунта и напряженному состоянию на глубине заложения;

сопоставлении результатов расчета по полученной формуле с экспериментальными данными статического зондирования и рекомендациями СП 24.13330.2011 «Свайные фундаменты», анализе соответствия, выработке рекомендаций по уточнению несущей способности забивных свай. Достоверность результатов подтверждается

-совпадением решения задачи расширения полости с полученными ранее решениями задачи для моделей Мора-Кулона (дренированное нагружение) и «Кем-Клей» (недренированное нагружение);

-хорошим совпадением результатов расчета лобового сопротивления забивных свай с расчетными значениями, определенными по данным статического зондирования в соответствии с рекомендациями СП 24.13330.2011;

-точность расчетов обеспечена использованием программного комплекса МаЛСАО.

Научная и практическая значимость.

Полученная формула расчета лобового сопротивления забивных свай позволяет усовершенствовать определение несущей способности, повысить уровень надежности и экономичности фундаментов глубокого заложения.

Полученные результаты позволяют уточнить действующую таблицу определения расчетного сопротивления под нижним концом забивных и погружаемых задавливанием свай СП 24.13330.2011 «Свайные фундаменты».

Решение задачи расширения полости в фунте, полученное в рамках работы, позволяет рассматривать сложные упругопластические модели грунтов для других практических приложений (прессиометрия, определение несущей способности грунтовых анкеров).

Апробация работы

Результаты диссертации использовались при проектировании «Инженерно-консультационным центром проблем фундаментостроения» (г. Москва) и «ПКБ «Основания и фундаменты» (г. Москва) для предварительного определения расчетного сопротивления грунта под нижним концом забивной сваи.

Основные положения работы докладывались и обсуждались на конференции «Расчёт и проектирование конструкций в среде SCAD Office» (2013 г.)

На защиту выносятся:

1. Решение задачи расширения цилиндрической и сферической полостей в грунте для произвольной упругопластической модели грунта.

2. Формула определения лобового сопротивления забивной и погружаемой задавливанием сваи.

Публикации. По теме диссертации опубликовано семь научных статей, в том числе в пяти в журналах из списка ВАК.

Объем и структура работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы, включающего 108 наименований, в том числе 51 на иностранном языке, и трех приложений. Полный объем диссертации - 132 страницы, включая 34 рисунка 22 таблицы.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность выбранной темы диссертации, сформулированы основные цели и задачи работы, научная новизна, защищаемые положения, научная и практическая значимость работы.

В первой главе на основе работ В. Г. Березанцева, В. Г. Федоровского, Ф. К. Лапшина, В. Н. Парамонова, К. Терцаги, Г. Мейергофа, А. Весича, Р. Гибсона, М. Рандольфа, М. Балига, О. Зенкевича, X. Юу, Г. Хоулсби, Дж. Митчела и др. представлен обзор пяти основных направлений исследований пенетрации забивной сваи и зонда для статического зондирования в грунт, основанных на:

- теории предельного равновесия применительно к задаче о несущей способности фундамента глубокого заложения;

- теории расширения полости в грунте;

- методе путей деформации;

- методе конечных элементов;

- проведении лотковых лабораторных экспериментов.

Показаны преимущества метода расчета лобового сопротивления

забивной сваи, основанного на задаче о расширении полости в грунте, поз-

воляющего в отличие от других методов исследования, учесть прочностные, деформационные характеристики грунта, напряженное состояние на уровне заложения нижнего конца сваи.

Показано, что лобовое сопротивление сваи цъ в моделях, основанных на задачах расширения сферической и цилиндрической полостей, определяется из условий равновесия в соответствии с выбранной расчетной схемой (рис. 1)

?4=Р.^(1 + 1ЕФет<Л8 а), (1)

2*§а (2)

1-зта'

где , - предельные давления расширения сферической и цилиндрической полостей, соответственно, фсу - угол внутреннего трения грунта в критическом состоянии, а = 45° -срС1,/2.

уплотненный грунт

Рис. 1. Модели работы нижнего конца сваи (зонда), основанные на теории расширения полости: а - сферической; б - цилиндрической

Таким образом, определение в моделях, основанных на задаче расширения полости, сводится к задаче определения предельного давления расширения сферической или цилиндрической полостей в грунте в зависимости от его прочностных, деформационных, физических характеристик и начального напряженного состояния.

В первой главе также представлены основные результаты в решении задач расширения полости, полученные Г. Ламе, А. Гадолиным, А. Надаи, Р. Хиллом, Л. Менаром, Р. Гибсоном, А. Весичем, П. Чадвиком, М. И. Бронштейном, К. В. Руппенейтом, В. Г. Федоровским, А. Н. Дра-новским, В. В. Лушниковым, В. А. Иоселевичем, В. М. Садовским, Дж. Картером, X. Юу, Г. Хоулсби и др., отмечены используемые авторами предположения и упрощающие допущения, сформулированы требования к перспективному решению задачи. 4

Вторая глава посвящена решению одномерной задачи расширения цилиндрической (т = 1) и сферической (т = 2) полостей в грунте, который описывается произвольной упругопластической моделью грунта, характеризуемой функцией текучести / и пластическим потенциалом g. Рассматриваются варианты дренированного (£> = 1) и недренированного нагруже-ний (П = 0).

Полость (сферическая или цилиндрическая) радиуса а расширяется под действием давления, приложенного изнутри. При увеличении давления до значения Р < Рр1 деформации грунта происходят по упругому закону. При дальнейшем возрастании давления возникает область упругопластической деформации, характеризуемая радиусом пластической зоны р (рис. 2,а). Определение в каждой точке грунта для каждого значения Р: перемещений грунта и, компонент напряжения стг, сте и для «цилиндрической» задачи ст., удельного объема V и при недренируемом нагружении порового давления м> является решением.

а)

б)

/<о

/=0

ЬГчГ

|ст,-к!аг.

РРГ Р

/

/

1 1

/

1 1

1 1

( (

Рис. 2. Задача расширения полости

Ри„Р

На рис. 2,6 показан характерный вид кривой давление-перемещение стенки полости. При приближении к определенному давлению в полости РиЬ, называемому предельным, перемещения возрастают неограниченно.

Упругопластическое дренированное деформирование грунта в каждой точке с текущей координатой г, при приращении давления с1Р описывается: уравнением равновесия

Г с1чг , гчЧ«^

аг-ст0+-—^ + (1-£>)—= 0; т аг аг

(3)

критерием текучести

даг,ав,ст„л) = 0, (4)

где с!р3 = Фс1г'1 - приращение параметра упрочнения ра пропорционально приращению объемных пластических деформаций е^ ; Ф = Ф(ал, сте, ст2, v, ) - некоторая функция, от параметров текущего НДС грунта;

уравнением изменения удельного объема V

„Л с1гг с/ей -£>— = —- + т—-V ар йР

уравнениями упругопластического течения, записанными по каждой оси

Иг, = Л! = + + ;

за:

ю

да.

за:

+—1—ах; го аоа

л. = = . о .

г за: 2с да.

(6)

(7)

(8)

где К и в - модули объемной деформации и сдвига, соответственно; р -среднее напряжение; с/к - бесконечно малый неопределенный коэффициент пропорциональности, который может быть исключен из уравнений (6) - (8); е„ ее, - компоненты деформации по соответствующим осям. Для «сферической» задачи уравнение (8) и вертикальное напряжение а: не используются.

Деформации ег и е0 выражаются через перемещения г известными формулами Генки для конечных деформаций

ег=1п(1-й\ujdr), ее =1п(1-м/г). (9)

Движение по радиусу эквивалентно приращению давления, поэтому можно перейти к системе дифференциальных уравнений по координате х = р-г . Дифференцирование по * обозначено знаком «'».

р-х

аг -ав +—-а'г +(1-£>)ц/ = 0;

т

Л,< +Лв< +(2-т)ЛУ + /р.р'.=^

Р'. =ф

К

& О; ё<зг § аг ёаг

(10)

8«,ег=Р

ЗК

7в

^Од ё сг § Од ёог

ЗК

2в

Система (10) с учетом (9) может быть численно решена с учетом граничных условий, которые определяются известньм решением задачи

упругого расширения полости и задаются на границе раздела упругой и пластической зон (рис. 2).

Значение предельного давления определяется путем экстраполяции рассчитанного участка кривой давление-перемещение экспоненциальной и показательной функциями, которые имеют асимптоты, первая из которых оценивает предельное давление «снизу», вторая «сверху». Искомое значение предельного давления с хорошей степенью точности есть среднее арифметическое двух асимптот.

В работе рассмотрен пример решения задачи расширения полости для довольно сложной модели упрочняющегося грунта «Кем-Клей». Результаты решения задачи для случая недренированного нагружения в грунте, описываемом модифицированной моделью «Кем-Клей», совпадают с решением Коллинза и Юу, что подтверждает правильность решения. Для случая дренируемого нагружения задача бьгла решена впервые.

Третья глава посвящена предельному давлению расширения полости. В модели Мора-Кулона Рик является функцией механических характеристик грунта: угла внутреннего трения ф ; сцепления с; угла дилатан-сии у ; модуля общей деформации Е ; коэффициента Пуассона ц, среднего давления р0

Р.л=АЬс,ч,р0,Е,\1). (11)

В диссертационной работе представлен вывод аналитической формулы предельного давления расширения полости, основанный на исследовании решения, полученного Юу и Хоулсби для модели Мора-Кулона, в реальных диапазонах изменения прочностных и деформационных характеристик грунтов и определении простых функциональных зависимостей влияния параметров грунта на значение предельного давления. Полученная формула имеет вид

Р.„=(Ро+Н)

где Н = с ^ср ; Е* - эффективный модуль общей деформации. Выражения для коэффициентов а, п , , к2 и £* приведены в таблице:

При развитых пластических деформациях, характерных для процесса погружения забивной сваи, грунт переходит в критическое состояние, пластическое течение в котором характеризуется неизменным объемом (нулевая дилатансия), следовательно, для определения лобового сопротивления забивной сваи в грунтах с выраженной дилатансией необходимо учитывать изменение коэффициента дилатансии от его начального значения до нулевого.

а

.Ро+Н,

2бшц/ ...

н--(А:, 51Пф + А;2)

1 - бш у

-я,

(12)

Сферическая задача Цилиндрическая задача

а 1,325 1,275

п 0,474 Бт(1,822ф) +0,043 0,369 sin(l, 791ф) + 0,031

К 0,18£* -1,3 0,055£' +1,41

к 3,25 - 0,05£* 0,81 - 0,015£*

Е' Е(Ро+нух Е(р0+нух

1,275-1,1ц. 1,15-0,6(1

В диссертационной работе рассматриваются две зависимости переменной дилатансии от коэффициента пористости е:

- В. Н. Николаевского sin v[/ сс

1-

1 ~псг{Р)

1 -п

(13)

где псг(р) = а-¿(ln(p/pa))C - критическая пористость, ра - атмосферное давление, а = 0,46, Ъ = 0,019, с = 1,35 , п = е/(1 + е);

е —е

— М. Болтона

sinv|/ i

-(Q-lnp)-R,

(14)

где е , emax , emin - текущий, максимальный и минимальный коэффициенты пористости грунта, соответственно; Q и R - параметры модели.

Коэффициенты пропорциональности определяются начальными значениями угла дилатансии , коэффициента пористости е0 и среднего давления р0.

При различных ф, Е и р0 результаты расчетов для зависимостей Болтона и Николаевского оказались близки (рис. 3).

2,0 1,5

15 20 25 р/р.

1,0 0,5 0,0

б М] 4

1 Г/ TJ 11 ¡1 / / Hl I / Ir' 2

0

2,5 5 7,5 10 12,5 р/рд

Рис. 3. Перемещения стенки полости от давления для модели Мора-Кулона: а — сферическая; б — цилиндрическая полость; I - нулевая дилатансия; 2 - постоянная ненулевая дилатансия; 3 - зависимость Болтона; 4 - зависимость Николаевского

Влияние переменного характера дилатансии на значение предельного давления учитывалось введением эффективного угла дилатансии '

^;,(11/')=0>5(^(Ч/0) + ^(¥0)), (15)

где Ри„ (4/') - предельное давление расширения полости при постоянной

дилатансии Ри"(\\10) - предельное давление с учетом зависимости

Николаевского и начальным углом дилатансии \|/0; Ри1 (у0) - то же для зависимости Болтона.

На рис. 4 показаны диапазоны изменения отношения при

различных ф, Е, р0 и огибающая снизу. Видно, что относительное снижение угла дилатансии в большей степени определяется его начальным значением. Огибающая кривая описывается следующими функциями: - сферическая полость

v' 24,4

ц>0 29,4 +у 0 - цилиндрическая полость

v _ 32,1

39,7 + Vo

(16)

(17)

15 20 Чд

Рис. 4. Влияние параметров задачи на отношение vy'/v|/0 :

а - сферическая; б — цилиндрическая полость;

1 — диапазоны изменения ^,Е,ра\2- огибающая кривая (оценка снизу)

Как видно из рис. 4, зависимости (16) и (17) близки, поэтому можно уточнить формулу для РиЬ (12) в реальном диапазоне изменения угла дилатансии

2 sin у' _ sin3i|/0 l-sin\/ 2

При погружении забивной сваи в окружающем ее грунте возникают объемные пластические деформации, приводящие к его упрочнению или разупрочнению в зависимости от плотности. Определение поправочного

коэффициента для расчета лобового сопротивления забивной сваи и связанного с ним предельного давления расширения полости, осуществлено с использованием модели упрочняющегося грунта, основанной на моделях Друккера-Прагера для сильно переуплотненного грунта и модели «Кем-Клей» для слабо переуплотненного грунта.

Модель Мора-Кулона, для которой получена формула предельного давления расширения полости, имеет незамкнутую поверхность нагруже-ния, не учитывает упрочнение и объемное пластическое сжатие грунта, характерное для глин. Возникает задача определения поправочного коэффициента

%=г:„/с, 09)

где P'uh - предельное давление расширения полости в грунте, описываемом моделью упрочняющегося грунта, Р°и - предельное давление в модели Мора-Кулона с незамкнутой поверхностью нагружения и *|/0 = 0 .

На рис. 5 показано изменение коэффициента % от коэффициента пористости е при различных коэффициентах переуплотнения OCR для сферической и цилиндрической полостей. Зависимости %(e,OCR) для цилиндрической и сферической полостей очень близки и аппроксимируются одной функцией вида

X = 0,8 + 0,1 (ОСЯ-1) +1,5(е-0,75) . (20)

с? 0,6

Б 0,4

0,55 0,65 0,75 0,85 0,95 1,05 е 0,55 0,65 0,75 0,85 0,95 1,05 е

Рис. 5. Зависимость коэффициента % от е ПРИ различных ОС К:

а — сферическая; б — цилиндрическая полость;

1,01;2-ОСД= 1,5;3-ОСД = 2

Таким образом, итоговая формула предельного давления расширения цилиндрической или сферической полости имеет вид

Pull — X

(Ро+Н)

а

(Ej

sin3\|/0 +-—(A:, sincp + £2)

-Я

(21)

В четвертой главе результаты расчетов по полученным формулам для моделей пенетрацнн, основанных на задачах расширения цилиндрической и сферической полостей в грунте, сопоставлены с расчетными значениями лобового сопротивления забивных свай по данным статического зондирования грунта.

В настоящее время для определения расчетных значений лобового сопротивления свай по данным статического зондирования используются инженерные методы расчета, базирующиеся на эмпирических зависимостях между предельными сопротивлениями грунта под наконечником зонда <7с и концом сваи дь

= Р ,<7е. (22)

где Р! - коэффициент перехода от дс к принимаемый по СП 24.13330.2011.

Предельное давление рассчитывалось по (20), характеристики грунтов ф , с, Е принимались по результатам комплексных исследований, коэффициент Пуассона ц = 0,25, начальный угол дилатансии ф0 и угол внутреннего трения в критическом состоянии фп, песчаных грунтов определялись по формулам Болтона

Ч*о = 1,875/л , (23)

Фсу=Ф-1,5/д, (24)

Ir=-

/

1, (25)

5,4-ln—

Pa.

ра - атмосферное давление, р - среднее давление, ф0 определяется в градусах.

Исследованиями установлена высокая корреляция между qc и боковым давлением грунта, поэтому в расчетах предельного давления учитывалось

P0=ozgK0. (26)

В плотных песках коэффициент бокового давления К0 принимался 0,55, для средней плотности - 0,45. В глинистых грунтах К0 определялся по формуле

К0 =(1-5тф)ОСД5т<р, (27)

где коэффициент переуплотнения грунта OCR был получен из результатов статического зондирования в соответствии с МГСН 2.07-97.

Значениям qc, полученным в рамках изысканий, поставлены в соответствие значения qb, рассчитанные по предложенным формулам для

двух моделей пенетрации и расчетные значения лобового сопротивления сваи, определенные по данным статического зондирования в соответствии с СП 24.13330.2011 (рис. 6,а).

Расчеты по «сферической» и «цилиндрической» моделям дают близкие результаты и хорошее совпадение с расчетными значениями цъ по данным статического зондирования при цс <15 МПа («сферическая» модель пенетрации - коэффициент корреляции 0,865, «цилиндрическая» - 0,830).

Результаты расчетов при qc>\5 МПа, что соответствует плотным пылеватым и среднекрупным пескам, превышают расчетные значения, рекомендуемые СП (рис. 6,а). Это объясняется значительным коэффициентом запаса, принятым в нормах при определении р1, что подтверждается результатами натурных испытаний Ю. Г. Трофименкова и его коллег. Применение понижающего коэффициента К = 0,8 при расчетах лобового сопротивления забивной сваи в плотных песках позволяет достичь максимальной корреляции (0,916) с расчетными значениям дь, полученным по данным статического зондирования, во всем диапазоне (рис. 6,6).

Расчетные значения лобового сопротивления забивной сваи сопоставлялись с табл. 7.2 СП 24.13330.2011. Расчеты по «сферической» модели показали большую корреляцию с расчетными значениями, поэтому использовалась формула, основанная на сферической задаче. Расчеты выполнялись по нормативным характеристикам грунтов для глубин 3-40 м, предполагая удельный веса грунта равным 20 кН/м3.

Каждому значению внутри «заштрихованной» области (рис. 7) при заданной глубине погружения нижнего конца сваи соответствует как минимум один набор нормативных механических характеристик песка соответствующего типа.

Й 6 Р

а) в О и 3 о з « Б и О § О о и 3 о « £ О *5 б)

2 1 1 \ «е 5 8 8 ! < 8 2 1 \ ©в 1» о

1 Ч-- »-'О с § 3 У И® ч * Й

» Л 3

5 10 15 :о

Лобовое сопротивление зонда, МПа

5 10 15 20

Лобовое сопротивление зонла, МПа

Рис.

6. Сравнение результатов расчета лобового сопротивления забивной сваи по формулам и по данным статического зондирования: а-без понижающего коэффициента, К = 1;б-К = 0,8 при дс > 15 МПа. 1 - «сферическая» модель; 2 - «цилиндрическая» модель; 3 - дь = \\дс (СП)

а) 20

15

1 10

1 4 1 ) ^ • т *

а ' 1 * < ^ 1

* ук-- У

1 1

! 1

б) 16

\_5_

'\2_

\ 1

1 1 1

! 1 1 УМ

:

4 | ш т

-Р /х * /, ¿4{¿4 -I

0 10 20 30 40 Км

0 10 20 30 40 А, м

Рис. 7. Лобовое сопротивление забивной сваи в песчаных грунтах: А - крупные; б - среднекрупные; в - мелкие; г v пылеватые пески; 1,2- максимальная и минимальная пористость; 3,4- данные СП, среднеплотный и плотный

песок; 5 - ф=47°; 6 - <р=32°

Реальные значения ср могут отличаться от нормативных. Расчет при ф = 47°,характерном для песков с высоким содержанием полевого шпата, дает близкие значения к данным СП. Аналогично, при ф = 32° для нижней границы диапазона песков средней крупности.

В песках средней крупности наблюдается хорошее соответствие расчетов по формулам и данных СП. В то время как в плотных мелких и плотных пылеватых песках лобовое сопротивление забивной сваи недооценено, что подтверждается экспериментальными результатами, полученными А. М. Дзаговым и Д. Е. Разводовским в плотных мелких и В. Н. Парамоновым в плотных пылеватых песках.

Важно отметить, что приведенные в СП 24.13330.2011 «Свайные фундаменты» табличные значения расчетных сопротивлений грунта под нижним концом сваи и на ее боковой поверхности получены на основе обработки результатов испытаний более 2000 свай различных видов, причем в качестве расчетных приняты не усредненные, а гарантированные наименьшие значения данных испытаний.

Верхняя граница диапазона изменения qb в глинистых фунтах, рассчитанного по предложенным формулам, соответствует наиболее прочному, нормально уплотненному глинистому грунту ( OCR = 1) (рис. 8). В интервалах (а) и (б) показателя текучести IL (рис. 8) верхняя граница рассчитывалась для супеси с коэффициентом пористости е = 0,45 , в интервале (в)— для суглинка с е = 0,65 . Дополнительно рассчитывалась верхняя граница для переуплотненных грунтов (OCR = 8 ), так как К0 в глинистых грунтах зависит от OCR (27). Нижние границы диапазонов рассчитывались для нормально уплотненных, высокопористых (е = 1,05) глин.

Сопоставление значений qрассчитанных по формулам и рекомендуемых СП 24.13330.2011 для глинистых грунтов, показывает, что табличные значения для показателей текучести IL = 0 и IL = 0,1 существенно выше области возможных значений, полученной расчетом. Согласно СП, лобовое сопротивление забивной сваи при погружении в твердые глины {II = 0), в том числе и в высокопористые, оказывается на уровне соответствующих значений для песков (дь= 12 - 16 МПа), рис. 8а, что не соответствует действительности, в чем нетрудно убедиться, посмотрев, например, таблицу И.4 СП 47.13330.2012, связывающую лобовое сопротивление зонда статического зондирования с показателем текучести.

Из рис. 86, в видно, что при средних и высоких IL лобовое сопротивление забивных свай в глинистых переуплотненных грунтах недооценено в 1,5-2 раза.

Важно отметить, что при погружении сваи в супесь и глину с одинаковыми показателями текучести значения лобового сопротивления будут различны. Отличными также будут лобовые сопротивления, погружаемые в глины с разными коэффициентами пористости, но с одинаковым показателем текучести, что не учитывается таблицей расчетных значений СП 24.13330.2011. Расчет по предложенным формулам позволяет разрешить это противоречие. Кроме того, используя расчет по формулам, можно определять лобовое сопротивление забивной сваи для глубин заложения более 35 м, в данном случае рассматривался диапазон 3^10 м.

На основании результатов исследований, проведенных в диссертационной работе, были сформулированы следующие основные выводы.

1. Способ расчета лобового сопротивления забивной сваи, основанный на теории расширения полости, является перспективным, так как учитывает прочностные и деформационные характеристики грунта, напряженное состояние на уровне заложения нижнего конца сваи.

2. Расширение полости в грунте, описываемом произвольной упру-гопластической моделью, определено системой дифференциальных уравнений, которая приведена к численно-интегрируемому виду и численно решена с учетом граничных условий, заданных на границе упругой и пластической зон. Предельное давление определено методом аппроксимации. 14

а) 16 12

I •

1 1 • и

в \ -Лг- т 1

Жл к-;- \ -f^v

ф йа ж

б) 10 7.5

J- | 5

2.5

*

1 * 1

И ш

9 * 1 ш т

п/г Щй

Ч 3

20 30 40 h, м

0 10 20 30 40 Н,м

Рис. 8. Лобовое сопротивление забивной сваи в глинистых грунтах:

a-0<IL< 0,25; б - 0,25 < h < 0,5; в - 0,5 < IL< 0,75. Расчет по формуле: 1 - глина, е = 1,05, OCR = 1; 2 - супесь, е = 0,45, OCR = 1; 3 - супесь, е = 0,45, OCR = 8; 4 - суглинок, е = 0,65, OCR = 1; 5 - суглинок, е = 0,65, OCR = 8; Данные СП при IL равном: 6-0; 7 -0,1; 8 -0,2; 9 -0,3; 10-0,4; 11-0,5; 12-0,6

3. Получена аналитическая формула предельного давления расширения полости в грунте для критерия текучести Мора-Кулона и неассоцииро-ванного закона течения, предполагающего постоянную дилатансию грунта.

4. При развитых пластических деформациях, характерных для процесса погружения забивной сваи, переменная дилатансия грунта учтена через эффективный угол дилатансии, оценки для которого получены в диссертационной работе.

5. С использованием предложенной модели упрочняющегося грунта определен поправочный коэффициент, учитывающий объемное пластическое сжатие и упрочнение глинистых грунтов, возникающих при погружении сваи.

6. Расчеты по «сферической» и «цилиндрической» моделям показали близкие результаты и хорошее совпадение с расчетными значениями лобового сопротивления сваи по данным статического зондирования.

7. В крупных и среднекрупных песках наблюдается хорошее соответствие расчетов по формулам и данных СП. В то время как в плотных мелких и в особенности пылеватых песках лобовое сопротивление забивной сваи недооценено.

8. Табличные значения лобового сопротивления забивной сваи при погружении в твердые глины (//, = 0; 1), в том числе и в высокопористые (е = 1,05), оказываются на уровне соответствующих значений для песков, что не соответствует действительности и требует корректировки в нормативных документах.

9. В глинистых сильно переуплотненных грунтах со средними и высокими показателями текучести имеет место недооценка несущей способности под нижним концом забивных свай в 1,5-2 раза.

10. Расчет лобового сопротивления по предложенным формулам с использованием механических характеристик грунта дает непрерывный диапазон возможных значений, в то время как соответствующая таблица 7.2 СП «Свайные фундаменты» предлагает дискретные значения, которые могут рассматриваться как экспериментальные результаты, обобщенные для грунтов того же типа.

РАБОТЫ, ОПУБЛИКОВАННЫЕ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ

1. Гревцев А. А., Федоровский В. Г. Расширение цилиндрической полости в упрочняющейся упругопластической среде // Труды НИИОСП. Вып. 100. М. 2011. С. 418.

2. Гревцев А. А., Федоровский В. Г. Теория расширения полости и предельное сопротивление грунта под нижним концом забивных свай в песчаных грунтах // Жилищное строительство. 2012. № 9. С. 2-5.

3. Гревцев А. А. Решение одномерной задачи расширения полости в грунте в рамках теории пластического течения // Основания, фундаменты и механика грунтов. 2012. №6. С. 2-8.

4. Гревцев А. А., Федоровский В. Г. Формула предельного давления расширения полости и ее практическое приложение // Основания, фундаменты и механика грунтов. 2013. №5. С. 2—6.

5. Гревцев А. А. Расширение полости в грунте при недренируемом нагружении // Мат. межд. научно-технической конференции «Современные проблемы механики грунтов и сложных реологических систем». Самарканд. 2013. С. 45-50.

6. Гревцев А. А. Учет дилатансии в решении задач расширения полости в грунте // Физическая мезомеханика. 2013. Т. 16. № 5. С. 53-58.

7. Гревцев А. А., Федоровский В. Г. Расчет лобового сопротивления зонда по механическим характеристикам грунта // Основания, фундаменты и механика грунтов. 2014. №6. С. 2-5.

Типография ООО «Наша Марка» 195220, Санкт-Петербург, Гжатская ул., 21. Объем 1,0 п.л. Тираж 100. Заказ 16.