МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ РЕСПУБЛИКИ БЕЛАРУСБ Белорусский национальный технический университет Кафедра «Геотехника и экология в строительстве» ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ; НАУКА И ПРАКТИКА Материалы Международной научно-технической конференции, посвященной 60-летию кафедры оснований, фундаментов и инженерной геологии и 90-летию со дня рождения профессора Юрия Александровича Соболевского (Минск, 23-25 октября 2013 г.) В 2 частях Часть 2 Минс к БИТУ 2013 УДК 624.1 ББК 38.58 Г36 Р е д а к ц и о н н а я коллегия : М. И. Никитенко, д-р техн. наук, профессор (ответственный редактор); Д. Ю. Соболевский, д-р техн. наук; Т. М. Уласик, канд. техн. наук, доцент (ответственный секретарь) В издании представлены статьи, отражающие теоретические и практические исследова­ ния в области геотехники - инженерной геологии, механике грунтов, оснований и фунда­ ментов, проводимые в вузах и научных учреждениях Республики Беларусь, Российской Федерации, Украины, Польши, Словакии, Чехии, Казахстана. В них освещены теоретиче­ ские и методологические проблемы механики грунтов и фундаментостроения, рассмотрены инновационные геотехнические технологии и конструктивные решения фундаментов. Должное внимание уделено искусственным основаниям и свайным фундаментам, отраже­ ны экологические аспекты в строительстве, актуальные вопросы геотехнического монито­ ринга, нормативное обеспечение инженерно-геологических изысканий, проектирования и устройства оснований и фундаментов. Материалы будут полезны для научных работников, специалистов проеістных, производ­ ственных, научно-исследовательских и изыскательсьсих организаций, преподавателей, доісто- рантов, аспирантов, магистрантов и студентов учебных заведений строительного профиля. Материалы конференции подготовлены при содействии следующих организаций: компа­ нии «GLASSBEL», РУП «Геосервис», ЧПУП «МОНОРАКУРС», НП ОДО «Фундаменты», ОДО «Георемстрой», ЧУП «Специнжстрой», ОАО «Буровая компания «Дельта». Статьи публикуются в авторской редакции. Первая часть вышла в БИТУ в 2013 г. ISBN 978-985-550-317-1 (Ч. 2) ISBN 978-985-550-318-8 © Белорусский национальный технический университет, 2013 Секция 3 Конструкции и технологии устройства фундаментов в сложных инженерно-геологических условиях. Усиление и реконструкция оснований и фундаментов БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.131:699.841 СЕЙСМОСТОЙКОСТЬ ПАМЯТНИКОВ АРХИТЕКТУРЫ НА ОБВОДНЕННЫХ ГРУНТАХ Алексеенко В.Н., Жиленко О.Б. Национальная академия природоохранного и курортного строительства, г. Симферополь, Украина В статье рассматриваются основные проблемы сейсмостойкости памятников архитектуры на обводненных грунтах. The main problems of seismic stability of monuments on the flooded soils are discussed in this article. Целью научного исследования является оценка технического со­ стояния зданий памятников архитектуры в сейсмических районах при изменении гидрогеологических условий. Крым является сейсмопасной территорией - поэтому при ре­ монтно-восстановительных работах, реставрации, усилении и реконструкции необходимо учитывать требования действующих в Украине нормативных документов [1, 2]. Причин изменения гидрогеологических условий участка памят­ ника может быть множество: обводнение и осушение территории; изменение уровня грунтовых вод; нерациональная система водоот­ ведения; не отрегулированный режим хозяйственной деятельности и т.д. Все они приводят к изменению физико-механических харак­ теристик грунтов основания. Снижение сил сцепления водонасы­ щенного грунта, гниение органики, образование карстовых пустот, засоление грунта провоцирует неравномерные осадки фундаментов, деформации несущих конструкций здания. Режимы эксплуатации различных территорий должны способ­ ствовать сохранению, как самих памятников, так и их градострои­ тельного значения. В Украине для каждой из охранных зон суще­ ствует свой режим использования территории [3]. Режим использования территории охранной зоны направлен на обеспечение сохранения исторической среды памятника и возможность воссоздания его утраченных ценных элементов. Режим определяет первоначальная функция памятника (оборонительная, культовая, жилищная, общественная, промышленная, инженерная ит.д.), его архитектурное решение, современное использование, а также особенности среды памятника и ее взаимодействие с ним [4]. Не соблюдение требований по режиму эксплуатации и ведению хозяйственной деятельности в охранной зоне памятников архитек­ туры, в конечном счете, ведет к утрате аутентичности объекта. Ярким примером негативных последствий изменения гидрогео­ логических условий участка памятника, при обводнении и осушении территории, является Воронцовский дворец в п.г.т. Алупка (рис. 1). Рис. 1. Воронцовский дворец, п.г.т. Алупка Воронцовский дворец - уникальный памятник архитектуры XVIII века [5, 6], строился с 1830 по 1848 г.г., как летняя резиден­ ция генерал-губернатора Новороссийского края М.С. Воронцова. Он построен по проекту английского архитектора Эдуарда Блора. Здание практически не пострадало от Крымского землетрясения 1927 г. Были утрачены малые архитектурные формы (рис. 2), что не отразилось на несущей способности и техническом состоянии дворца. Рис. 2. Последствия землетрясения 1927 г. Воронцовский дворец, п.г.т. Алупка В послевоенные годы второй половины XX столетия во дворце организовали водолечебницу без надлежащей системы отвода сточ­ ных вод. Из-за систематического подтопления грунтов здание полу­ чило деформации от неравномерных осадок фундаментов (рис. 3). После проявления деформаций, провели осушение территории. Об­ следование технического состояния здания дворца показало нали­ чие трещин в каменных стенах и неравномерные осадки фундамен­ та. Однако решить проблему по усилению и тонировке реставриро­ ванных участков так и не удалось, т.к. фасадным материалом явля­ ется материал кладки стен, диабаз Алупкинского месторождения, который имеет высокую прочность, но хрупок в обработке. Рис. 3. Последствия неравномерных осадок фундаментов вследствие искусственного обводнения грунтов. Воронцовский дворец, п.г.т. Алупка Собор Святого Равноапостольного князя Владимира в Севастополе (рис. 4) - православная церковь, место захоронения русских адмиралов и морских офицеров, памятник архитектуры и истории XIX в. [5; 7]. Рис. 4. Собор Святого Равноапостольного князя Владимира. Усьшальница адмиралов, г. Севастополь Подготовительные работы к строительству собора начались в 1848 г., а закладка собора была произведена 15 июля 1854 г. Во время Крымской войны в склепе будущего храма были захоро­ нены адмиралы М.П. Лазарев, В.А. Корнилов, В.И. Истомин, П.С. Нахимов, погибшие на бастионах Севастополя. В 1862 г. рабо­ ты по возведению собора возобновились. Для этого пригласили из­ вестного архитектора, академика А.А. Авдеева. Он переработал проект К.А. Тона на основе изученной им традиционной византий­ ской церковной архитектуры. В 1881 году закончено сооружение нижней церкви, а в 1888 году, после смерти А.А. Авдеева — завер­ шено строительство верхней церкви. Здание сооружено из инкерманского камня, его высота с крестом составляет 32,5 м. Наружные колонны сделаны из диорита, для об­ лицовки внутренних колонн использован каррарский мрамор. Фундаменты (рис. 5) находятся в удовлетворительном состоя­ нии, их параметры позволяют провести ремонт (реставрацию) зда­ ния с обеспечением его дальнейшей безопасной эксплуатации, так как нагрузка на них не увеличивается. Однако необходимо выпол­ нить конструктивные мероприятия по повышению их сейсмостой­ кости и устойчивости всего здания собора в целом к неравномер­ ным осадкам грунтов основания. Рис. 5. Фундамент Собора Святого Равноапостольного князя Владимира, г. Севастополь Визуальным осмотром шурфов фундаментов установлены грун­ ты основания - суглинки. По сейсмическим свойствам эти грунты относятся ко II категории [I], что позволяет не изменять норматив­ ную сейсмичность площадки. При этом следует отметить, что грун­ ты основания находятся в водонасыщенном состоянии, однако при вскрытии шурфа на глубину 4.0 м от планировочной отметки днев­ ной поверхности линза грунтовых вод не обнаружена. В период возведения здания собора строителями был установлен факт подъема уровня грунтовых вод, что привело к подтоплению склепа с захороненными останками адмиралов. Было принято ре­ шение об устройстве дренажной системы для отвода вод от собора. В настоящее время дренажная системе не функционирует (рис. 6). Дренажный тоннель выполнен из крымбальских камней чистой тес­ ки сечение канала 1400x600 мм, сечение колодцев 650x650 мм за­ глубление на 5.0 м ниже уровня земли (по ул. Фрунзе). В целях опе­ ративного контроля за уровнем грунтовых вод, в полу крипты про­ бурены две скважины входящие в склеп. В ходе визуального обсле­ дования дренажного колодца по ул. Фрунзе установлена прокладка в нем водонесущей трубы общего пользования г. Севастополя. Рис. 6. Колодец дренажной системы Собора Святого Равноапостольного князя Владимира Представляется целесообразным выполнить ревизию и про­ чистку дренажной системы, решить технический вопрос об отводе вод из дренажной системы. При этом следует исключить возмож­ ность пересечения существующего дренажа с водонесущими и во- доотводящими городскими коммуникациями общего пользования. В целях уточнения уровня грунтовых вод после выполнения непо­ 8 средственных измерении через скважины в полу крипты возможно устройство скважины за алтарной частью. Если в ходе выполнения ревизии и ремонта старой дренажной системы выяснится невоз­ можность восстановления дрен, учитывая грунты основания - су­ глинки новая кольцевая система дренажа будет малоэффективна [8], а при выполнении новой пристенной системы дренажа вы­ сока вероятность провоцирования прогресса неравномерных осадок основания собора. В этом случае рекомендуется ограни­ читься устройством поверхностных водостоков на всей терри­ тории прилегающей к собору, а также ее обетонированием с последующим мощением тротуарной плиткой из естественных камней. Рекомендуется в уровне верхнего обреза фундаментов по пери­ метру стен выполнить замкнутый монолитный железобетонный по­ яс, охватывающий полностью верхний обрез фундамента на глуби­ ну 1200 мм с внешней стороны фундамента. Ширина сечения пояса 300 мм (рис. 7) [9; 10; 1]. Рис. 7. Схема расположения замкнутого монолитного железобетонного пояса по верху фундамента Собора Святого Равноапостольного князя Владимира Выводы 1. Обводнение грунтов оснований памятников архитектуры в сейсмических районах приводит не только к неравномерным осадкам фундаментов, но и к резкому увеличению расчетной сей­ смичности, многократно повышающей риск утраты аутентичности или всего памятника в целом. 2. Анализ результатов обследований ряда памятников архитек­ туры, выявил существующую вероятность прогресса неравномер­ ных осадок при осушении охранных зон традиционными пристен­ ными или кольцевыми системами дренажа. 3. Реставрация памятников архитектуры в сейсмических районах требует многофакторного анализа альтернативных конструктивных решений, заключающегося в поиске баланса и объемов инженерно­ го вмешательства [12] в изменение сложившихся гидрологических условий площадки, закрепления грунтов оснований и усиления не­ сущих элементов. Литература 1. Строительство в сейсмических районах Украины : ДБН В.1.1- 12:2006. - К. : Мінбуд Украі'нй, 2006. - 49 с. 2. Проектирование и строительство гражданских зданий из бло­ ков и камней пильных известняков крымских месторождений в сейсмических районах : ДБН В.1.1-1-94. - К. : ЗНИЕП, 1995. - 36 с. 3. Склад, ЗМІСТ, порядок розроблення, погодження та затверджен- ня науково-проектноі документацй щодо визначення меж та режймів використання зон охорони пам’яток архітектурй та містобудування : ДБН Б.2.2-2-2008. - К. : Мінрегіонбуд Украі'нй, 2008. - 16 с. 4. Об утверждении Порядка определения границ и режимов ис­ пользования исторических ареалов населенных мест, ограничения хозяйственной деятельности на территории исторических ареалов населенных мест : постановление от 13 марта 2002 г. N 318. - К. : ВВР, 2002. - 5 с. 5. Список памятников местного и национального значения, рас­ положенных на территории Автономной Республики Крым (по со­ стоянию на 01.01.2004 г.) / Республиканский комитет по охране 10 культурного наследия Автономной Республики Крым. - Симферо­ поль, 2004. - 487 с. 6. Культурное наследие Крыма / Совет министров АРК; Респуб­ ликанский комитет АРК по охране культурного наследия. - Симфе­ рополь : Оріанда, 2011. - 137 с. 7. Литвинова, Е.М. Путеводитель. Крым. Православные святы­ ни / Е.М. Литвинова. - Симферополь : Рубин, 2005. - 378 с. 8. Руководство по проектированию дренажей зданий и сооружений / Правительство Москвы, Москомархитектура. - М. : Москомархитектура, 2000. - 39 с. 9. Алексеенко, В.Н. Техническое заключение по результатам об­ следования несущих конструкций здания Владимирского собора по адресу: г. Севастополь, ул. Суворова 3, с разработкой технических решений по усилению / В.Н. Алексеенко, О.Б. Жиленко // ООО «НЛП «Южсейсмострой». - Симферополь. - 2011. - 167 с. 10. Алексеенко, В.Н. Сохранение памятников архитектуры в сейсмоопасных районах / В.Н. Алексеенко, О.Б. Жиленко // Устой­ чивая архитектура: настоящее и будущее. - М. : МАРХИ, 2012. - С .620-628. 11. Алексеенко, В.Н. Многофакторный анализ эксплуатацион­ ных характеристик несущей системы здания SPA-центра / В.Н. Алексеенко, О.Б. Жиленко // Ресурсоекономні матеріалй, конс- трукцй, будівлі та сооруди. - Рівне, 2013. - Вии. 25 - С. 501-506. 12. Алексеенко, В.Н. Современный метод усиления кирпичных стен храма святого Архистратига Михаила в г. Севастополе с со­ хранением его аутентичности / В.Н. Алексеенко, О.Б. Жиленко // Наука, образование и экспериментальное проектирование. - М. : МАРХИ, 2013. - С. 267-268. 11 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.151:550.834.015.2 УДАРНЫЕ ВОЛНЫ В ГРУНТОВЫХ ОТЛОЖЕНИЯХ Баранов Н.Н. Белорусский национальный технический университет, г. Минск, Республика Беларусь В докладе рассмотрены вопросы повышения устойчивости ос­ нований зданий и сооружений при сейсмических воздействиях. Вы­ воды основаны на анализе содержания процессов в много­ компонентных средах при распространении ударных сферических волн. Автор описывает процесс принудительно нагнетания воздуха в поры песчаного водонасыщенного грунта в глубине толщи с помощью специального устройства. Объемно - вязкое демпфиро­ вание гасит импульс и снижает давление на фронте проходящей через эту область сейсмической Pw - волны. The article deals with questions increased stability of the bases of buildings and structures under seismic actions. The conclusions are based on an analysis of the content of the processes in multicomponent in the dissemination of spherical of shock waves. The author describes the process of forcibly injecting air into the pores of sand saturated soil deeps in the ground with the help of a special device. Volumetric - vis­ cous damping takes off impulse and reduces the pressure on the front passing through the area of seismic Pw - wave. 1. Нагрузки в многокомпонентных средах В природных условиях грунты представляют собой среды с различным сочетанием компонентов: 12 • однородные (твердые частицы с заполненными воздухом порами); • двухкомпонентные (минеральные частицы с заполненным гравитационной водой объемом пор); • трехкомпонентные (минеральные гранулы, вода и защем­ ленный газ в виде пузырьков). В механической модели грунтовой массы Терцаги-Герсеванова приложенная нагрузка вначале передается на воду. В этой модели жидкость в сосуде моделирует норовую жидкость, отверстия в поршне - капилляры (фильтрационные ходы) грунта, а пружина - его скелет. По мере оттока воды через отверстия в поршне и начинающего сжатия грунта, представленного в виде упругого элемента Гука (пружины), нагрузка перераспределяется между твердой и жидкой компонентами. После приложения нагрузки по мере погружения поршня она начинает восприниматься пружгшой. Процесс заканчивается, когда нагрузка полностью передастся на пружину и последняя прекратит сжиматься. Таким образом, в грунтах в процессе нагружения функционируют две системы давлений - нейтральноев норовой воде и эффективное в скелете грунта. В такой среде при распространении ударных волн доминирует упругое состояние. В 50-60х XX столетия вышел ряд работ, в которых рассматрива­ лось распространение ударных волн в многокомпонентных средах - водонасыщенных и водогазонасыщенных грунтах. Результаты ис­ следований показали, что наличие в среде компонентов с различной сжимаемостью, равномерно распределенных по всему объему, обу­ славливает закономерности распространения, отличные от тех, ко­ торые имеют место в однородных средах. Впервые исследования ударных волн в середе вода-воздух были проведены Г. И. Покровским. Опыты показали, что наличие в воде небольшого количества мелких пузырьков воздуха приводит к су­ щественному падению давления на фронте ударной волны [1]. 2. Плоские волны Соотношение параметров динамического воздействия эксперимен­ тально изучалось при сбрасывании (ударах) штампа на поверхность рыхлого водонасыщенного песка, заполнявшего металлическую трубу диаметром 1 м и высотой 8 м [2]. В результате удара штампа по 13 поверхности в грунтовой массе распространялась плоская ударная волна сжатия. Время действия волны изменялось от 2 до 6 миллисе­ кунд, а длительность импульса - от 4 до 14 мс. В импульсе динамиче­ ское давление в воде значительно превышало давление в скелете - в опытах фиксировалось превышение до 10 раз. По результатам про­ веденных опытов установлено: • после удара штампа в грунтовой массе появлялись и распространялись две волны сжатия -Р„ъ воде h Ą b скелете; • ударная волна имеет характер одиночного импульса длитель­ ностью несколько м/с, • при ударе по поверхности грунтовой массы большая часть нагрузки передавалась на грунтовую воду; • для давления в скелете грунта характерно отставание его максимума во времени от максимума давления в воде. 3. Сферические волны Первые экспериментальные исследования, позволившие устано­ вить основные закономерности распространения взрывных волн в водонасыщенных песчаных грунтах примерно с одинаковым гра­ нулометрическим составом и плотностью скелета но с различным содержанием защемленного воздуха (трехкомпонентная среда), бы­ ли выполнены под руководством Г. М. Ляхова [1]. Давление взрыв­ ной волны в среде измерялось пьезодатчиками с записью на осцил­ лографах. Экспериментально было установлено: • при подходе волны давление скачком возрастает, а затем убывает по закону, близкому к экспонендиальному; • нормальное и боковое давление практически одинаковы, т.е. водогазонасыщенный грунт ведет себя как идеальная жидкость • время действия ударной волны мало - от долей до нескольких миллисекунд; • при относительном объемном газосодержании порядка 0,01- 0,04 давление на фронте ударной волны убывает во много раз по сравнению с двухкомпонентной средой; • параметры волн мало меняются при изменении грануло­ метрического состава и пористости грунта в пределах, встреча­ ющихся в реальных условиях. 14 Упруго-вязкая модель грунтовой среды по Г. М. Ляхову может быть представлена упругими элементами Гука и вязкими элемента­ ми (демпферами) Ньютона. Если сжатие и разгрузка каждой из пружин одинаковы, то в вязко-упругой среде остаточные деформа­ ции не образуются (рис. 1). Рис. 1. Упруго-вязкая модель грунта 4. Сейсмические волны Земная кора (литосфера, наружный каменный слой) в области континентов образует твердую гранитовую оболочку. Основанием литосферы служит вещество верхней мантии - перегретые массы каменных расплавов (магма). Покровное вещество верхней мантии вследствие неравномерности разогрева испытывает сложные внут­ ренние перемещения (т.н. астеносферные движения). Таким обра­ зом, мантия является податливым основанием перемещающихся жестких литосферных плит, вследствие чего в отдельных участках твердой оболочки происходят разрывные движения. Постоянно накапливающиеся в литосфере упругие напряжения (потенциальная энергия) после достижения предела прочности по­ род разрушают их с образованием более или менее протяженного разрыва (разлом, смеситель). Выделившаяся при этом энергия рас­ пространяется от места разрыва в форме упругих колебаний, кото­ рые носят ударный (импульсный) характер. Существует два основ­ ных вида сейсмических волн - объемные и поверхностные. Объем­ 15 ные волны распространяются через толщу Земли и причиняют наибольший ущерб. Землетрясение генерирует два типа объемных сферических волн - продольные Р и поперечные S. Продольная Р - это волна типа звуковой. При ее прохождении каждая частица по­ роды перемещается вперед и назад (сжатие и растяжение) вдоль направления движения волны. Поперечные волны являются резуль­ татом реакции среды на изменение формы вещества при его сжатии. При подземном ударе в грунтовой среде распространяются сфе­ рические волны. Продольная волна вызывает объемную деформа­ цию скелета и твердых минеральных частиц. Если поры грунта за­ полнены гравитационной гидравлически непрерывной водой, то нагрузка будет передаваться на твердую и жидкую компоненты. В связи с перераспределением нагрузки в грунтовом основании возникают две продольные сейсмические волны: Р„ вводе h Ą в скелете. Они распространяются в двухкомпонентной среде раз­ дельно: впереди Р„ и за ней Ą. Так как объемные деформации двухкомпонентной среды пренебрежимо малы, то энергия удара переносится волнами без заметных диссипативных потерь. 5. Физическое состояние грунтовой среды Из рассмотрения грунтовых сред как естественных деформируе­ мых образований следует, что их поведение при распространении ударных волн в общем случае определяется различными сочетани­ ями упругих и вязких свойств. При сейсмических воздействиях в упругих двухкомпонентных средах волны Р„ и Р ^ распространя­ ются со скоростью с « 1500 м/с с малозаметными потерями энергии. Поэтому обводненность оснований повышает интенсивность сотря­ сений ориентировочно до одного и более балла, а до двух и более - в отложениях, подстилаемых скалой. Однако упругое поведение двухкомпонентной грунтовой среды, когда поры скелета заполнены только жидкостью, можно скоррек­ тировать в направлении увеличения количественной меры внутрен­ него трения и, соответственно, энтропии (рассеяния, диссипации) энергии на фронте пробегающей в гидравлически непрерывной свободной воде Р„ - волны. Это изменение может быть достигнуто за счет принудительного добавления в грунтовую массу объемов защемленного газа. В грунтовой воде могут находиться пузырьки газа с размерами в диапазоне от долей до нескольких миллиметров. 16 Однако наличие пузырьков в реальных условиях может иметь место только до глубины не более нескольких метров ниже уровня грун­ товых вод, т.е. в непосредственной близости от дневной поверхно­ сти. На больших глубинах, измеряемых десятками метров, в отличие от верхней части, в норовой воде может присутствовать только растворенный в воде газ без защемленных пузырьков. В трехкомпонентной среде присутствие газообразной составля­ ющей в виде рассеянных в объемах пор газовых пузырьков при прохождении фронта - волны обеспечивает эффект Ньютонова тела (вязкого элемента). Опыты свидетельствуют, что водогазона­ сыщенный грунт при этом ведет себя как идеальная жидкость. Нор­ мальные и боковые напряжения в трехкомпонентной среде на фронте сферической волны одинаковы Часть энергии деформации - в данной ситуации сокращение на фронте Р„- волны объема трех­ компонентной среды вследствие быстрого сжатия и растворения пузырьков защемленного газа - преобразуется в тепло. Мгновенно выделившееся количество тепла сразу же, после ухода волны, расходуется на восстановительный процесс - обратный переход га­ за из растворенного состояния в свободное в виде защемленных пу­ зырьков. За мгновенный промежуток времени, измеряемый тысяч­ ными, сотыми или десятыми долями секунды, выделившееся тепло не успевает рассеиваться в окружающие объемы среды. Такой вза- имообратимый процесс растворения - выделения газа вследствие пренебрежимо малого оттока тепла в окружающую среду за мгно­ венный промежуток времени можно с достаточной для практики точностью считать адиабатическим. Потери энергии и уменьшение давления на фронте ударной вол­ ны физически объясняется тем, что часть кинетической энергии теплового движения молекул газа в пузырьках, соответствующей движению частиц в направлении распространения Р„- волны, пере­ ходит в энергию беспорядочного теплового движения. Эта часть энергии теряется волной, что обусловливает ее ослабление. Таким образом, имеющиеся изменения физического состояния в объемах газонасыщенной грунтовой массы в направлении от упруго­ го к вязкому при распространении сферической сейсмической Р„ - волны обусловливают на ее фронте количественные потери энергии в цикле «выделение тепла - его поглощение», т.е. реализацию внут­ реннего трения, сопровождающегося энтропийными потерями. 17 Наличие на пути распространения Р„ - волны насыщенных защемлен­ ным газом областей ослабляет избыточное давление на ее фронте. 6. Глубинное нагнетание газа Для газонасыщения объемов водонасыщенных песчаных и крупнобломочных грунтов 1 удобно использовать манжетные трубки 3 монтируемые в предварительно пробуренные скважины под защитой обсадных труб 2 (рис. 2). Расположенные на внешней стороне резиновые манжеты (клапаны) 7 перекрывают выходные отверстия 8 в стенках трубки 3 и ограждаются от бокового давления грунта 4фильтровой сеткой 5, закрепляемой на привариваемом вы­ пуклом каркасе. Наличие такой защитной сетки позволяет создать вокруг резинового клапана 7 ограниченную полость 6. После уста­ новки манжетной трубки 3 в эту полость просочится вода, а при нагнетании она заполнится сжатым газом, который и будет продав­ ливаться в окружающий грунт. Рис. 2 Устройство для нагнетания газа: 1 - водонасыщенный грунт; 2 - расположение обсадной трубы; 3 - манжетная трубка, монтируемая после разработки скважины; 4 - местный грунт после извлечения обсадной трубы; 5 - защитная фильтровая сетка на приваренном к трубке каркасе; б - свободная полость; 7 - резиновая манжета; 8 - выходное отверстие в стенке манжетной трубки; 9 - внутренняя воздухоподводящая трубка с глухим нижним концом (обтюратор); i О - верхний и нижний уплотнители (тампоны); 11 - выходные отверстия 18 Передаваемый компрессором сжатый воздух попадает в обтю­ ратор 9. Выходящий через отверстие 8 газ отгибает обратный кла­ пан 7, выдавливает свободную воду и заполняет полость 6. После заполнения полости начинается процесс миграции газа по капилля­ рам (фильтрационным ходам, порам)в скелете грунта в приле­ гающие объемы за фильтровой сеткой 5. Манжеты 7 выполняют роль выпускных клапанов нагнетаемого через обтюратор 9 сжатого газа. Обратное истечение газа в манжетную трубку 3 невозможно, так как при снижении давления в обтюраторе 9 внешнее давление в полости равномерно и плотно прижимает манжету 7 к стенке трубки 3. Находящийся в полости 6 сжатый газ оказывает выдавливающее действие на вогнутые мениски воды в капиллярах радиусом , преодолевая наряду с гидростатическим давлением Ptnv силы по­ верхностного натяжения воды 2 * * cosy Paw где Or - коэффициент поверхностного натяжения воды: о = = 7,5*10'^ Кн/м; у - угол смачивания поверхности минеральных ча­ стиц скелета (для кварца и полевых шпатов ориентировочно у « 45°). При решении вышеперечисленной зависимости для радиусов ка­ пилляров = 0,1-2 мм давление поверхностного натяжения Ptrw изменяется ориентировочно от 10 кПа до 0,5 кПа. В реальных водонасыщенных грунтах радиусы менисков и их сопротивление выдавливанию различны. Формирующееся из вогнутых менисков очертание газонасыщенной области будет огра­ ничено казуальными (случайными, не четко выраженными) грани­ цами. Поэтому газонасыщенный объем можно условно представить в виде среды со сформированной сетью произвольно пересекаю­ щихся взаимосвязанных частично заполнившихся газом разрознен­ ных канальцев. Сплошность в такой среде может сохранятся только за счет не выдавленной оставшейся гидравлически связанной воды в порах меньших размеров. При распространении в такой газона­ сыщенной области с дискретной сплошностью давление на фронте - волны существенно снижается вследствие затрат энергии на мгно­ венное сжатие и растворение объемов защемленных пузырьков газа. 19 Заполненные оставшейся водой поровые канальцы представляют систему сообщающихся сосудов. Находящиеся в окружении жидко­ сти объемы газа в порах подвержены действию Архимедовых сил взвешивания и будут испытывать выталкивание вверх. Но в грунтовой массе эти объемы защемлены и могут перемещаться только принудительно. В процессе нагнетания газ течет по каналь­ цам разных размеров, в итоге проникает на различные расстояния от источника избыточного давления. По мере удаления от газовой полости величина избыточного давления уменьшается. После его выравнивания с гидростатическим на данной глубине закаченный газ оказывается рассеянным в порах скелета, образуя водогазона­ сыщенную трехкомпонентную среду с казуальными границами. В качестве источника нагнетания через манжетные трубки с обтюратором воздуха в поры скелета можно использовать поршне­ вые компрессоры (максимальное рабочее давление Р(^к= 0,8 МПа). Значение действующего на вогнутые мениски напора может быть определено по формуле Рс7-Рв где р о- атмосферное давление, кПа; ^ *Yw - гидростатическое дав­ ление на рассматриваемой глубине z, кПа; рм - сопротивление гиб­ кой манжеты отжиманию при нагнетании, кПа; Yw - удельный вес воды, кН/м^; 7. Демпфирование сейсмических волн Физическое состояние грунтовой среды, в которой распростра­ няются сферические сейсмические волны, определяет условия про­ явления ее упругих или вязких свойств. Автором предложен способ повышения устойчивости водонасыщенных оснований от сейсми­ ческих воздействий принудительным нагнетанием в глубинные об­ ласти газообразной компоненты [3]. В условиях, когда осадочная толща пород района строительства сложена водонасыщенными крупонобломочными или песчаными грунтами, либо в разрезе про­ слеживаются их отдельные пласты, можно обеспечить рассеяние (диссипацию) энергии на фронте - волны (рис. 3). С этой целью 20 в заполненные гравитационной водой поры скелета на глубинах в десятки метров выполняется принудительное нагнетание воздуха. Вследствие этого упругая среда (твердые минеральные частицы + вода) трансформируется в упруго-вязкую (трехкомопонентную). Рассеянные в газонасыщенной области пузырьки защемленного воздуха обладают объемной упругостью, т.е. способностью сопро­ тивляться сокращению их объема при распространении Р,,- волны. У S- < . • Н*:-: Рис. 3. Расположение песчаных и глинистых пород в геологическом разрезе верхней толщи осадочных отложений Устройство для нагнетания газа представлено на рис. 2. Распо­ ложение газонасыщенных областей объемно-вязкого демпфирова­ ния в основании зданий и сооружений выбирается для конкретных условий района строительства. При этом следует учитывать: • вероятное расположение мест разрыва (смеситель) в коренных породах; • расположение в разрезе верхней толщи осадочных пород пластов песчаных и крупнообломочных грунтов; • характер подземного ударного импульса (интенсивность по исходной балльности, плотность пород, скорость и особенности распространения Р - волн и Р„ - волн ); • газонасыщенные области (ловушки Р„ - волны) целесооб­ разно формировать в различных уровнях по схемам: 21 горизонтальных пластов, вертикальных завес, локализованных с боков и низа «асейсмических островов», комбинации областей в нескольких пластах. Выводы 1. В многофазных грунтовых средах (водо- и водогазона­ сыщенные песчаные грунты) объемная ударная Р - волна распро­ страняются в твердой Рг и жидкой Р„ компонентах. 2. Поведение (распространение) ударной Р„ - волны в значитель­ ной степени диктуется физическим состоянием среды. 3. Г азообразная компонента при пробегании фронта Р„ - волны трансформирует упругое состояние в упруго-вязкое в процессах ее мгновенного сжатия и растворения с выделением тепла. 4. Последующий переход газа из растворенного состояния в свободное после ухода волны сопровождается поглощением ранее выделенного тепла. 5. Процесс мгновенного растворения - выделение газа является адиабатическим и обеспечивает количественные потери энергии на фронте Р„ - волны. Литература 1. Ляхов, Г.М. Волны в грунтах и пористых многокомпонент­ ных средах / Г.М. Ляхов. - М. : Наука, 1982, - 286 с. 2. Лобастова, Н.Г. Некоторые результаты исследования меха­ низма разрушения скелета водонасыщенных песков при воздей­ ствии плоской волны сжатия / Н. Г. Лобастова, П.А. Эйслер // Тру­ ды координац. совещ. по гидротехнике «Сейсмостойкость гидро­ технических сооружений». - Вып. 47. - Л. : Энергия, 1969 . - С .412-420. 3. Баранов, Н.Н. Способ защиты оснований, сложенных водона­ сыщенными грунтами, от сейсмических воздействий / Н.Н. Бара­ нов // АС № 1786226, кл. E02D 27/34. Бюлл. изобрет. № 1. -1993. 22 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.15 УЧЕТ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТИ ПРИЛОЖЕНИЯ НАГРУЗКИ ПРИ ЧИСЛЕННОМ МОДЕЛИРОВАНИИ РАБОТЫ УСИЛЕННОГО СВАЯМИ ЛЕНТОЧНОГО ФУНДАМЕНТА МЕЛКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ Блащук Н.В., Маевская И.В., Балакер С.Ю. Винницкий национальный технический университет, г. Винница, Украина В статье приведены результаты численного моделирования НДС систем «ленточный фундамент мелкого заложения-сваи усиления- основание» и «ленточный свайный фундамент-основание». Проведен сравнительный анализ полученных данных для обеих систем. Уста­ новлено, что без учета последовательности приложения нагрузки при моделировании работы усиленного сваями ленточного фундамента мелкого заложения результаты моделирования соответствуют работе нового ленточного свайного фундамента. При этом отсутствие учета последовательности приложения нагрузки в процессе моделирования существенно снижает величину нагрузки, которая может быть воспри­ нята ростверком усиленного фундамента, в состав которого входит существующий фундамент. The article presents the results of numerical simulation of strained- deformed state of the systems' « strip shallow foundation-pile-ground» and «strip-pile foundation-ground ». A comparative analysis of the data for both systems found that, excluding the sequence of load modelling of reinforced piles strip foundation shallow simulation results obtained us­ 23 ing the new ribbon pile foundation. In this case, the lack of consideration sequence of load application in the modelling process significantly re­ duces the amount of load that can be perceived reinforced raft founda­ tion, which includes the existing foundation. При численном моделировании напряжено-деформированного со­ стояния (НДС) конструкций зданий и сооружений последовательность приложения нагрузки, как правило, не учитывается, поскольку значи­ тельного влияния на конечный результат не оказывает. При моделиро­ вании работы фундаментов на грунтовом основании не учитывать ис­ торию и этапы нагрузки было бы большим упущением, особенно при моделировании усиления фундамента. Об этом свидетельствуют ре­ зультаты численного моделирования совместной работы свай и рост­ верка на грунтовом основании. Численное моделирование выполнено методом конечных элемен­ тов в программном комплексе «Plaxis 3D Foundation» (право на поль­ зование лицензионным программным продуктом было предоставлено совместным украино-французским предприятием «Основа-Солсиф» в рамках договора о творческом содружестве №60/2 от 30.05.2011 г.). Оценка соответствия результатов, полученных при моделировании работы свайных фундаментов [1] в программном комплексе «Plaxis 3D Foundation», с данными натурных исследований показала хорошую сходимость (расхождение не более 10 %). Для оценки влияния последовательности нагрузки на работу фун­ дамента выполнен комплексный анализ НДС систем «ленточный фун­ дамент мелкого заложения-сваи-основание» (ленточный фундамент мелкого заложения, впоследствии усиленный сваями) и «ленточный свайный фундамент-основание» (фундамент, сразу выполненный как свайный). При моделировании были учтены этапы работы систем под нагрузкой (табл. 1), а также были приняты следующие предпосылки и параметры: • модель грунта основания - упругопластическая модель Куло- на-Мора; • модель ленточного фундамента с соотношением сторон ЫВ>\ 0 (рис. 1); • сваи - 3 поперечным размером d = 30 см, длиной 3, 6, 9, 12, 15 м; • способы устройства свай: без выемки и с выемкой грунта; 24 • размещение сваи в два ряда; • расстояние между рядами свай 5d, 7d и 9d; • шаг свай в продольном направлении 3d, 6d, 9d и 12d; • размеры расчетной области в плане 40x60 м, по глубине раз­ мер изменялся в зависимости от длины свай; • грунт основания варьировался (как песчаный, так и гли­ нистый) с сохранением физически возможных сочетаний физико­ механических характеристик); • за допустимую нагрузку для ленточного фундамента до и после усиления принимается значение внешней нагрузки з учетом собственного веса, соответствующее деформациям, которые не пре­ вышают допустимого значения; • доля нагрузки, воспринимаемой ростверком, определяется как произведение реактивного отпора грунта под подошвой ростверка на площадь ростверка без учета площади свай; • при моделировании усиления принят вариант устройства вы­ носных свай, как менее эффективный (по сравнению со сваями уси­ ления, которые проходят через конструкцию существующего лен­ точного фундамента) (рис. 1). Таблица 1 Этапы работы систем «ленточный фундамент мелкого заложения-сваи-основание» и «ленточный свайный фундамент-основание» Ленточный фундамент мелкого заложе­ ния-сваи усиления-основание Ленточный свайный фундамент-основание 1. Работа грунтового основания без фундамента (начальная фаза) 2. Устройство ленточного фундамента мел­ кого заложения 2. Устройство ленточного свайного фундамента 3. Работа ленточного фундамента межого зало­ жения под действием вертикальной нагрузки 3. Работа ленточного свай­ ного фундамента под дей- ствием вертикальной нагрузки вием вертикальной нагрузки 4. Устройство свай усиления 5. Объединение свай усиления и существующего фундамента единым рост­ верком 6. Совместная работа существующего фун­ дамента и свай при его усилении под дейст 25 1 - 1 100 А * * _ ф _ . I а,- I а,- I а,- j а,- j +- b, ! 4 Рис. 1. Модель ленточного фундамента при усилении сваями На рис. 2 для примера показаны вертикальные перемещения грунта основания системы «ленточный свайный фундамент- основание» при различном шаге свай длиной 9 м (сваи устраивают­ ся без выемки грунта, грунт основания - песок средней крупности). Видно, что чем больше расстояние между сваями, тем лучше вклю­ чается в работу грунт междусвайного пространства и тем лучше реализует свою несущую способность по грунту свая. Характер раз­ вития деформаций грунта в основании фундамента существенно меняется при изменении расстояния между сваями, реактивный от­ пор основания под подошвой ростверка с увеличением расстояния между сваями также увеличивается. Качественно такие же зависи­ мости наблюдаются при оценке вертикальных перемещений грунта основания системы «ленточный фундамент мелкого заложения- сваи усиления-основание». На рис. 3 показаны вертикальные перемещения грунта основания системы «ленточный фундамент мелкого заложения-сваи- основание» для свай длиной 6 м на разных этапах работы. При сравнении величины нагрузки на фундамент до усиления и на рост­ верк (в состав которого входит существующий фундамент) без уче­ та нагрузки, которую воспринимают сваи, то нагрузка на ростверк больше только за счет увеличения площади. 26 Рис. 2. Вертикальные перемещения грунта основания системы «ленточный свайный фундамент-основание» для свай длиной 9 м при разном продольном шаге свай Рис. 3. Вертикальные перемещения грунта основания системы «ленточный фундамент мелкого заложения фундамент-сваи-основание» для свай длиной 6 м на разных этапах приложения нагрузки: а - ленточный фундамент мелкого заложения до усиления; б - устройство свай усиления; в - обьединение свай усиления с существующим фундаментом; г - увеличение нагрузки 27 Проанализировав результаты численного моделирования НДС систем «ленточный фундамент мелкого заложения-сваи усиле­ ния-основание» и «ленточный свайный фундамент-основание», можно сделать выводы о том, что модель системы «ленточный фундамент мелкого заложения-сваи-основание» соответствует работе ленточного фундамента мелкого заложения до и после уси­ ления сваями, а модель системы «ленточный свайный фундамент- основание» соответствует работе нового ленточного свайного фундамента. То есть, если не учитывать историю приложения нагрузки, то моделирование работы усиленного фундамента по­ лучится некорректным. По результатам численного моделирования были построены графики зависимости нагрузки, воспринимаемой ростверком в составе свайного фундамента, от шага свай в продольном направ­ лении (на рис. 3 для примера показаны такие зависимости для за­ бивных свай на однородном основании из песчаных грунтов при расстоянии между рядами свай 5d). При сравнении графиков рис. 4, а и 4, б видно, что ростверк в составе усиленного фундамента воспринимает большую нагрузку, чем в составе свайного ленточно­ го фундамента при одинаковой внешней нагрузке, в одних и тех же грунтовых условиях и при одинаковых геометрических параметрах фундаментов. -»сваи 1-15 WI •свал 1=12 WI —свал 1=9 м -свал 1=6 м -свал 1=3 м (ОX (О (О X Шаг свай... Рис. 4. Зависомость нагрузки, которая воспринимается ростверком, при различной длине свай от шага свай в продольном направлении для систем «ленточный фундамент мелкого заложения-сваи усиления-основание» (а) и «ленточный свайный фундамент-основание» (б) 28 Численное моделирование с учетом последовательности при­ ложения нагрузки позволило оценить НДС систем «ленточный фундамент мелкого заложения-сваи усиления-основание» и «ленточный свайный фундамент-основание». Реактивный отпор основания под подошвой ленточного фундамента мелкого заложе­ ния до и после усиления практически не меняется (при увеличении нагрузки после устройства свай изменение 5-8 % объясняется включением в работу конструкции усиления), сваи включаются в работу только после увеличения внешней нагрузки. Реактивный отпор основания под подошвой ленточного свайного фундамента постепенно растет с увеличением внешней нагрузки, то есть ха­ рактер распределения нагрузки между ростверком и сваями в составе нового и усиленного фундаментов существенно отлича­ ется, что подтверждается испытаниями на маломасштабных моде­ лях [2] и натурных свайных фундаментов [3, 4]. Результаты численного моделирования подтвердили необхо­ димость учета последовательности приложения нагрузки при мо­ делировании работы усиленного сваями фундамента мелкого за­ ложения. Воспроизведение истории загружения при моделирова­ нии усиления позволяет получать более экономичные проектные решения. Литература 1. Блащук, Н.В. Сумісна робота існуючого фундаменту i паль при його підсйленні: дис. ... канд. техн. наук : 05.23.02 / Н.В. Бла­ щук. - Кшв, 2012. - 212 с. 2. Маевська, І.В. Результати модельних досліджень стрічковйх фундаментів мілкого закладання, що підсйлюються палями / I.В. Маевська, Н.В. Блащук // Сучасні технолог!!, матеріалй i конс- трукці! в будівнйцтві. - 2009. - № 2(7). - С. 64-69. 3. Бартоломей, А.А. Прогноз осадок свайных фундаментов / А.А. Бартоломей, И.М. Омельчак, Б.С. Юшков. - М. : Стройиздат, 1994. -377 с. 4. Бартоломей, А.А. Расчет осадок ленточных фундаментов / А. А. Бартоломей. - М. : Стройиздат, 1972. - 121 с. 29 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.159.4 К ВОПРОСУ ИССЛЕДОВАНИЯ СВОЙСТВ и ПРИМЕНЕНИЯ ЦЕМЕНТНЫХ РАСТВОРОВ ДЛЯ СТРУЙНОЙ ТЕХНОЛОГИИ ЗАКРЕПЛЕНИЯ ГРУНТОВ Богов С.Г. ООО «ИСПГеореконструкция»,г. Санкт-Петербург, Россия В статье приведены результаты исследований реологических свойств цементных растворов с различным водоцементным соот­ ношением и различными химическими добавками. Ясное понима­ ние физических процессов происходящих в грунте при струйной цементации позволяет произвести бездефектное формирование за­ крепленного массива с известными прочностными свойствами, без гидравлических разрывов грунта и подъемов поверхности, включе­ ния в закрепляемую область фрагментов незакрепленного грунта ит.д. The results of studies of the rheological properties of cement mortars with different water-cement ratio, and various chemical additives. Un­ derstanding the physical processes occurring in the soil with jet grouting can produce defect-free formation of fixed array with known strength properties without hydraulic fracturing of the soil and surface lifts, inclu­ sion in the frozen region fragments of unfixed soil, etc. Достоинством струйной цементации является, что с ее помощью можно осуществить закрепление практически все разности грун­ тов - от песков до глин, выполнить как ограждение котлована, так и усиление отдельного ленточного или свайного фундамента. 30 в комплекс работ по закреплению грунтов согласно технологии «jet grouting» - струйной цементации входят следующие основные операции: бурение, размыв грунта цементным раствором, переме­ шивание и создание массива проектного размера, обладающего не­ обходимыми свойствами и, если необходимо, армирование. При этом еще до проблемы создания конструкции в грунте той или иной прочности при проектировании необходимо решить несколько во­ просов по формированию компактной струи цементного раствора, позволяющей разрушать грунт, задать расход для гидравлического транспортирования в затрубном пространстве нужного размера ча­ стиц закрепляемого грунта. Таким образом, для успешного приме­ нения струйной технологии в проекте необходимовентивное реше­ ние комплекса задач строительных материалов, гидравлики буре­ ния, механики грунтов и оснований и др. Формирование струй цементного раствора. Струя цементного раствора, выходящая из гидромонитора формируется при истече­ нии из специальных сопел. Конструкция струйного гидромонитора для закрепления грунтов должна обеспечивать сохранность формы и компактности струи на возможно большем расстоянии от сопла. Качество струи из сопел монитора и полнота преобразования по­ тенциальной энергии жидкости в кинетическую во многом зависит от свойств сопел. Проходя через монитор цементный раствор при­ обретает большую скорость и дробится по числу сопел на отдель­ ные струи. Сопла в мониторе выполняются, как правило, конои- дальными с диаметром на выходе до 5мм. На компактность струи, характер распределения потока существенное влияние оказывает выбор профиля сопел. Коноидальные насадки лучше сохраняют ки­ нетическую энергию струи на выходе и имеют по всей длине самые высокие динамические давления. Сопла с углом конусности равным 130° и цилиндрической направляющей частью на конце равной че­ тырем диаметрам, которая служит для уменьшения сжатия и разбрызгивания струи на вылете. При размыве давление струи на контакте с грунтом превышая прочность грунта на растяжение, обеспечивает разрушение забоя и отделение частиц грунта. В зависимости от плотности раствора струи Рст и окружающей среды Рср струи подразделяются [2; 3] на свободные незатопленные, когда Рст>Рср; свободные затопленные, когда Рст = Рср и несвободные 31 затопленные, когда рст<рср- Струя цементного раствора, достигая стенки скважины, интенсивно промывает грунт, увлекая за собой все разрушаемые частицы. Давление жидкости на выходе из сопел монитора практически равно ее скоростному напору. При этом струя раствора на протяжении полета в воздушной среде претерпе­ вает ряд изменений. На выходе из сопла струя имеет плотную структуру и цилиндрическую форму, по мере удаления от сопла струя, испытывая сопротивление окружающей среды, начинает рас­ пыляться, увеличиваясь в поперечном сечении. В результате чего давление по оси струи снижется. На рис. 1 фотографиях, приведен­ ных в [1, 2], истечения струи жидкости диаметром 5 мм под давле­ нием 0,19 МПа и ЗМПа. На рис. 1, е приведены фото истечения струи в воздушную среду без избыточного давления и в среду нахо­ дящуюся под избыточным давлением от 0,0021 МПа до 1,45 МПа. На фото рис. 1, б хорошо видно образование «вихрей» и разрывов на поверхности струи, а на рис. 1, в хорошо видно постепенное уве­ личение расширения струи при увеличении плотности среды [1,2]. Рис. 1. Истечение в воздушной среде струй диаметром 5 мм под давлением: а - 0,19МПа, б - ЗМПа; в - в среде с избыточным давлением от 0,0021 МПа до 1,45 МПа Исследование реологических свойств цементных растворов. Для определения реологических параметров и тиксотропных 32 свойств цементных растворов были проведенны исследования на вискозиметре Fann 35SA рис. 2 [3]. Рис. 2. Принципиальная схема вискозиметра Fann 35SA: 1 - измерительный цилиндр; 2 - наружный вращающийся цилиндр; 3 - стакан с испытуемой жидкостью; 4 - вал подвески измерительного цилиндра; 5 - привод наружного цилиндра; б - градуиррованный диск; 7 - реперный визир; 8 - динамометрическая пружина; 9 - переключатель скоростей; 10 - пружиннное сцепление; 11 - шестерня привода для частот вращения 300 и бООоб/мин; 12 - шестерня привода для частот вращения 100 и 200об/мин; 13 - червячное зацепление для частот вращения 3 и 6 об/мин; 14 - промежуточный вал; 15 - двухскоростной (750 и 1500 об/мин) синхронный двигатель В гидравлических расчетах для Бингамовских жидкостей, к ко­ торым относятся цементные и глинистые растворы, используются пластическая вязкость и величина динамического предельного напряжения сдвига. Величина пластической вязкости Г|р определя­ лась по формуле: Лп Фбоо Фзоо’ мПа-с ( 1) где фзоо и фбоо - углы закручивания в градусах при частотах врагце- ния соответственно 3000 и 600 об/мин. Величина динамического предельного напряжения сдвига То определялась по формуле: То =0,4789- Сфб -Фз ,Па (2) 33 Для описания течения жидкостей, когда предельное напряжение сдвига То = О используется степенная модель Освальда-де Вале с двумя реологическим параметрами: Т = к ( ў У , где к - индекс консистенции, Па с"; п - показатель степени ненью­ тоновского поведения жидкости; у - скорость сдвига, с '. Для определения реологической модели цементного раствора, а также для определения параметров ^ и « используются формулы: . ФбООи = 3 ,32-Ig- <Рз (3) 00 :511«-”-10-^-фзоо,Пас"; (4) Значение кажущейся вязкости для степенной жидкости опреде­ лялись по формуле Ц=к-(у) п —\ (5) Оценка тиксотропии цементных растворов производится по ско­ рости и степени гелеобразования в состоянии покоя. Эти свойства характеризуются значениями напряжения сдвига, необходимого для разрушения структуры цементного раствора. Исследовались це­ ментные растворы на основе портландцемента М400 (ЦЕМ П/А- Ш32,5 Б) с В/Ц = 1; 0,75 и 0,5 с различным содержанием добавок суперпластификатора С-3, жидкого стекла, хлористого кальция и без добавок [3]. Показания снимались для шести значений враще­ ния цилиндра 600, 300, 200, 100, 6 и 3 об/мин при температуре воз­ духа 20° С. Таблица 1 Составы цементных растворов № со- става п/п В /Ц раствора, хим. добавка % от веса цем ента В/Ц =0,5 В /Ц =0,75 В/Ц =1 1 без добавок 2 NajSiOj - 1% 3 С-3 - 0,17% + NajSiOj - 1% 4 СаСІ2-2% 34 Таблица 2 Реологические характеристики цементных растворов № п/п со­ ста­ ва В/Ц це­ ментного раствора П к, П ас Статическое напряжение сдвига, 0 , Па через, с Пластиче­ ская вяз­ кость “Пр, мПа с Динамиче­ ское пре­ дельное сопротив­ ление сдви­ га То, Па 10 6 0 0 1 В/Ц=0,5 0,64 0,468 5,267 7,66 28 10,534 В/Ц=0,75 0,73 0,08 1,915 4,31 9,5 2,394 В/Ц=1 0,83 0,026 0,718 2,87 1 0,958 2 -«»- 0,66 0,541 6,703 13,41 38,5 13,167 0,65 0,246 3,83 7,661 16 5,746 0,88 0,027 2,394 6,703 11 0,958 3 0,65 0,541 6,703 13,41 34 12,445 0,86 0,039 1,676 5,746 13 1,436 1Д 0,005 0,958 6,703 10,3 0 4 0,7 0,256 4,549 8,14 25,5 7,182 0,85 0,032 1,197 3,83 10 1,197 0,95 0,011 0,958 2,872 7,5 0 Исследованные цементные растворы можно отнести к жидко­ стям Освальда-де Ваале. На графиках (рис. 3) в логарифмических осях практически все экспериментальные точки располагаются на прямых линиях. Для анализа реологических свойств растворов при течении растворов в кольцевом пространстве рекомендуется ис­ пользовать показания для частот вращения 3 и 6 об/мин. Для технологии закрепления jet-1, как правило, используются штанги диаметром 76 мм, а долото 93 мм или 112 мм, при техноло­ гии jet-2 применяются штанги диаметром 89 мм и долото 112 или 132 мм. Таким образом, через кольцевое пространство которое имеет за­ зор, в данном случае от 8,5 мм до 18 мм необходимо транспортиро­ вать весь избыточный в скважине грунтоцемент. Средняя скорость жидкости в кольцевом пространстве определяется по формуле: 4 - е V.. = к ■ - D l -> м/с (5) где Q - расход жидкости, м ,^ Z)i и Ą - диаметры труб и скважины соответственно, м. 35 Рис. 3. Реограммы исследованных цементных растворов в логарифмических осях Скорость осаждения частиц выбуренного шлама с диаметром D движущегося со скоростью Vcp в потоке с плотностью рш по дан­ ным [5] можно рассчитать по формуле б 9 Д 2 - ^ ^ - р > у ^ , 1,07То- ■, м/с (6) Очевидно, что для прокачивания и транспортирования цемент­ ного раствора, обогащенного разрушенной породой в затрубном пространстве, нужны значительные расход и давление цементного раствора. Для слоя грунта, подвергаемого закреплению, известен гранулометрический состав и процентное содержание частиц диа­ метром большим D, который останется в скважине и будет являться «интертным» заполнителем цементогрунта, частицы диаметром меньшим D будут транспортироваться из скважины на поверхность в виде излива (рис. 4) [6]. Массив цементогрунта будет состоять из частиц закрепляемого объема грунта, частиц цементного раствора. 36 со своим водотвердым отношением В/Т. Оценку прочностных свойств получаемого цементогрунтового материала можно произве­ сти по следующим данным: В/Ц отношению цементного раствора, влажности и гранулометрическому составу закрепляемого грунта, плотности и прочности изливов из скважин. Рис. 4. Интегральные кривые гранулометрического состава закрепляемого грунта и цемента В случае, если скорость восходящего потока раствора в затрубном пространстве будет ниже скорости осаждения частиц заданного размера D, плотность изливающегося раствора близка к плотности исходного цементного раствора, в скважине можно ожидать явления клакажа, роста давления на стенке скважины и гидроразрыва пласта. Литература 1. Асатур, К.Г. Исследование кинематики свободной незатоп- ленной струи / К.Г. Асатур // Записки Лен. горн, ин-та, т. XLI. - 1959.-Вып. 1 . - С. 52-61. 2. Цяпко, Н.Ф. Гидроотбойка угля на подземных работах / Н.Ф. Цяпко, А.М. Чапка. - М. : Госгортехиздат, 1960. - 308 с. 3. Богов, С.Г. Исследование свойств инъекционных растворов на основе цемента для качественного закрепления грунтов. Рекон­ струкция и строительство на слабых грунтах / С.Г. Богов, И.А. За- певалов [Интернет-журнал]. - 2000. - № 2. 5. Булатов, А.И. Технология промывки скважин / А.И. Булатов, Ю.М. Проселков, В.И. Рябченко.- М. : Недра. 1981. - 301 с. 6. Ulitsky, V.M. Formation of piles with set strength characteristics / V.M. Ulitsky, S.G. Bogov. - Grouting and deep mixing. - Balkema /Rotterdam/Broorfield, 1996. - P.773-776. 37 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.131.37 СТРУЙНАЯ ТЕХНОЛОГИЯ В ГЕОТЕХНИЧЕСКОЙ ПРАКТИКЕ РЕСПУБЛИКИ БЕЛАРУСЬ Бойко И.Л., Никитенко М.И., Аль-Хаснави Р.М. Белорусский национальный технический университет, г. Минск, Республика Беларусь Статья посвящена опыту применения высоконапорной струйной цементации грунтов в грунтовых условиях Беларуси при рекон­ струкции зданий и сооружений и строительстве в стесненных усло­ виях городской застройки. The article presents the experience of application of high-pressure jet grouting in soil conditions of Belarus in renovation of a buildings and building in restricted conditions of urban area. Вступление. В геотехнической практике нашей страны все ак­ тивнее применяются новые технологии и оборудование. К ним от­ носятся широкий спектр вибрационной техники, оборудование для задавливания свай, технология СТА и другие. Наличие современ­ ного оборудования и технологий позволяет решать технически не­ выполнимые ранее задачи в сложных инженерно-геологических условиях. Все больше для инъекционного упрочнения грунта применяется технология “Jet Grouting”, получившая у нас название - «струйной технологии». Оборудование для нее (рис. 1) позволяет устраивать сваи в виде неармированных или армируемых бетонных столбов 38 диаметром до 2 , 0 . . . 2,5 м, улучшать свойства грунтов с недостаточной несущей способностью. Работы при новом строи­ тельстве и реконструкции могут выполняться вблизи существую­ щих зданий в условиях плотной застройки без динамических воз­ действий. Рис. 1. Оборудование итальянской фирмы Soilmec для струйной технологии Технология «Jet Grouting» позволяет решать широкий спектр геотехнических задач: закреплять слабые естественные и насыпные грунты (мелиорация грунтов) с изменением характеристик и структуры грунтового массива на месте залегания (in situ) или за­ мещением их твердеющими материалами, выполнять подземные несущие и противофильтрационные конструкции, элементы зданий и сооружений, отдельные сооружения и создавать массивы грунтов с заданными свойствами. При этом можно сооружать под землей фундаменты, сваи, искусственные основания, подпорные стены, горизонтальные или наклонные плиты и экраны, противофильтра­ ционные диафрагмы, завесы и ванны, дренажные конструкции и пр. 39 в Беларуси технология «Jet Grouting» нашла применение на де­ сятках объектов. В статье отражен такой опыт на примере харак­ терных объектов с учетом проводимых исследований. Примеры применения «Get-grouting» технологии . Техноло­ гия «Jet grouting» предусматривает: • подземное гидравлическое разрушение естественной структу­ ры грунтов, в том числе на большой глубине; • вынос на поверхность земли разрушенных грунтов; • перемешивание грунтов с твердеющим раствором или полное их замещение материалом с заданными свойствами. Высоконапорная цементация грунтов предполагает следующую последовательность работ: • предварительно пробуренную технологическую скважину опускают монитор, имеющий боковую насадку (возможно и несколько боковых насадок) с соплами; • к монитору подают под большим напором по гибкому рукаву размывающую жидкость, например, цементный раствор. При этом из сопла насадки выходит высокоскоростная струя раствора, кото­ рая размывает грунт, образуя в нем горизонтальную каверну. Раз­ мытый грунт вместе с отработанным раствором может частично выноситься на поверхность в виде пульпы; • монитор приводят во вращение вокруг вертикальной оси при одновременном извлечении. В результате, по мере подъема вращаемого монитора, часть раз­ мытого струей грунта (в пределах радиуса размывающей способно­ сти струи) перемешивается с раствором. Таким образом в грунто­ вом массиве образуется цилиндрический столб из грунтоцементной смеси, который после завершения подъема монитора и затверде­ вания создает несущий или противофильтрационный элемент из закрепленного грунта (грунтобетона). Технология высоконапорной цементации грунтов нашла приме­ нение на ряде объектов в г. Минске и других городах. Возможности оборудования позволили применить ее при устройстве противо- фильтрационных ванн, подпорных стен, свай повышенной несущей способности, усилении основания фундаментов зданий при рекон­ струкции, прокладке подземных коммуникаций и др. 40 При реконструкции цирка в г. Минске на берегу р. Свислочь потребовалось выполнить заглубленный объем под магазин смен­ ных арен. Геотехнические условия оказались сложными - отметка дна котлована оказалась на 3,44 м ниже уровня подземной воды и подошв существующих фундаментов, а основание сложено пес­ чаными грунтами с большими коэффициентами фильтрации. Водо- понижение в таких условиях неизбежно вызвало бы значительные деформации фундаментов и существующих конструкций здания цирка. Использовать крупногабаритную буровую технику для устройства свай в стесненных условиях внутри здания было невоз­ можно. Задача казалась технически неразрешимой или осуществле­ ние ее влекло значительное увеличение сроков и стоимости строи­ тельства. В связи с этим генеральный проектировщик - институт «Минскпроект» - обратился за консультацией к специалистам ка­ федры «Геотехника и экология в строительстве» БИТУ и под науч­ ным руководством ее заведующего - доктора технических наук, профессора Никитенко М.И. УП «Минскпроект» был разработан проект создания противофильтационной ванны. Стены и днище ее были выполнены в обводненном грунте ООО «Специнпортстрой» из пересекающихся свай и цилиндрических элементов по техноло­ гии высоконапорной инъекции с помощью малогабаритного обору­ дования “Jet Grouting” (рис. 2). Рис. 2. Устройство противофильтрационной ванны установкой «Jet Grouting» при реконструкции здания цирка. 41 Сваи ограждения ванны и примыкающего котлована 0800 мм имели длины соответственно 9,25 и 4,0 м (рис. 3). Вместо первона­ чального варианта армирование свай двутаврами при стесненности в здании для оборудования требуемой грузоподъемности были при­ няты высокопрочные полые стержни типа «Титан» с винтовой накаткой, соединяемые по длине секциями при помощи навинчива­ емых муфт. Для устройства водонепроницаемого днища и исключения попадания воды в котлован ниже отметки его дна предусмотрено устройство с поверхности цилиндрических элемен­ тов 01000 мм с их взаимным пересечением. -Т Рис. 3. Схема расположения буроинъекционных свай в составе стен и днища ванны, а также ограждения котлована для магазина сменных арен. В процессе разработки грунта внутри ванны произошло прони­ кание воды в котлован (рис. 4) через небольшие щели (ширина 5... 10 см, высота до 30 см) между стволами свай, возникшие за счет их изготовления при отрицательной температуре в январе-феврале 2010 года, хотя оборудование «Jet Grouting» не предназначено для работы зимой. Замерзание воды и цементного раствора приводило к остановке процесса размыва и инъекции, что и послужило причи­ ной брака. Устранение протечек оказалось достаточной сложной инженерной задачей в виду значительного количества поступающей воды и ее напорного характера. Для закупорки зазоров между свая­ ми использовалась вспенивающаяся однокомпонентная полиурета­ новая смола. Далее внутри ванны была устроена гидроизоляция и прижимная железобетонная облицовка (рис. 5). 42 Рис. 4. Раскопка котлована внутри ванны и протечки в нее воды Рис. 5. Вьшолнение внутри ванны гидроизоляции и облицовки Огромная противофильтрационная ванна рядом с цирком потре­ бовалась для котлована под многофункциональный комплекс с гостиницей «Кемпински» в г. Минске в квартале - ул. Я. Купалы - р. Свислочь - просп. Независимости, под которым проходят тонне­ ли метро (рис. 6). т а ; Рис. 6. План расположения ограждения котлована и расположение тоннелей метро возле него Для ограждения котлована и в качестве несущих конструкций подземных этажей зданий комплекса по его контуру запроектиро- 43 ваны траншейные стены, возводимые методом «стена в грунте» (рис. 6, 7). Они имеют толщину 0,8 м и заглубление ниже дна кот­ лована 14,5 м, причем за счет водонепроницаемого материала и при замкнутом контуре выполняют еще и противофильтрационную функцию, исключая приток воды в котлован сбоку. угг^і D -D-ji.Tg" Рис. 7. Траншейные стены по контуру котлована и положение горизонтального противофильтрационного экрана в продольном разрезе Для предотвращения возможности подтопления котлована снизу напорными водами проектом предусмотрено устройство ниже фун­ даментной плиты горизонтального противофильтрационного экрана высотой 0,8 м при отметке его верха ниже фундаментной плиты. 44 Этот экран создается из грунтоцементной смеси по струйной техно­ логии в виде пересекающихся джет-колнн диаметрами от 1,2 м до 1,6 м. Глубина устройства такого горизонтального противофиль- трационного экрана обусловлена необходимостью погашения напо­ ра подземной воды за счет наличия над ним слоя грунта под устра­ иваемой фундаментной плитой. Теоретическая проницаемость экрана принята в проекте 0,009 м/сут. Это должно было обеспечить защиту от прорыва подземных вод в котлован. Проект противофильтрационной ванны и работы по ее устрой­ ству (рис. 8) выполнены СП «ОСНОВА-СОЛСИФ», г. Киев. Рис. 8. Строительные работы на котловане для многофункционального комплекса «Кемпински» При раскопке котлована оказалось, что сплошность горизон­ тального противофильтрационного экрана не была достигнута из-за 45 некачественно выполненных работ. В этой связи потребовался во­ доотлив из котлована для возможности производства в нем строи­ тельных работ по устройству фундаментной плиты. Откачка воды привела к выносу песка и их скоплению во многих местах на по­ верхности плиты Высоконапорная цементация применена и при строительстве ка­ нализационного коллектора «Центр» в г. Минске, где закрепление грунтов у наружной стенки колодца для входа и выхода продавли­ ваемых труб позволило исключить вывалы грунта (рис. 9). Рис. 9. Работы в колодце для проходческого щита канализационного коллектора «Центр»: а - закрепленный высоконапрной струйной цементацией грунт в зоне продавлива- ния труб коллектора через торцевую стену; б - процесс продавливания труб кол­ лектора через торцевую стену колодца Наличие линз и слоев рыхлых песчаных или малопрочных глинистых грунтов при залегании на значительной глубине в активной зоне под подошвами фундаментов не позволяет ис­ пользовать такие основания без улучшения их свойств. Наиболее простым и дешевым способом усиления в таких условиях оказы­ вается армирование слабых слоев грунта вертикальными цемент­ но-грунтовыми столбами, изготавливаемыми по технологии “Jet Grouting”. В результате армирования основания модуль дефор­ мации грунта изменяется от 5...7 МПа (природное значение) до 20...30 МПа. Испытания на ряде объектов фрагментов фунда­ ментных плит размером в плане 2,0x2,0 м подтвердили результа­ ты выполненных расчетов. 46 Технология «Jet Grouting» нашла применение при устройстве ограждения строительного котлована здания ОАО «Приорбанк» во врезке на склоне между существующими зданиями по нр. Победи­ телей в г. Минске (рис. 10), проект которого разработан ЧПУП «Моноракурс». В качестве ограждающей конструкции нрименена свайная стена из армированных буронабивных свай с заполнением нромежутков между ними неармированными сваями, изготовлен­ ными по технологии «Jet Grouting». Для обеспечения устойчивости стены нрименены грунтовые анкеры системы «Титан», которые из­ готавливались тагсже за счет высоконапорной инъекции через полые трубчатые тяги из высокопрочной стали с наружным винтовым профилем для натяжных гаек. Закачка цементного раствора под большим напором обеспечивала создание уширенных корней. Рис. 10. Ограждение котлована для здания ОАО «Приорбанк» по И р . Победителей в г. Минске: а - анкерование верхнего монолитного железобетонного обвязочного пояса перед раскопкой котлована; 6, в - общий вид котлована в процессе возведения здания; г - фрагмент свайной стены с обвязочным поясом сверху 47 При строительстве подземной станции очистки воды на Белорус­ ском металлургическом заводе в г. Жлобине (рис. 11) и техноло­ гической линии по производству листового полированного стекла мощностью 780 т стекломассы в сутки с цехом приготовления ших­ ты на ОАО «Гомельстекло» вр.п. Костюковка Гомельской обл. и устройстве глубоких котлованов для их возведения выявили слои слабого грунта в активной зоне под подошвой фундамента (пылева­ тые пески ф = 14°, С = 4 кПа, Е = 4 МПа). Слабые грунты находились и в активной зоне подпорной стены, поэтому не обеспечивалась надежная эксплуатация самого соору­ жения и удерживающей свайной стены при принятой длине свай. Рис. 11. Ограждение котлована из буронабивных свай диаметром 1,0 м на БАЗ в г. Жлобине Для улучшения свойств грунта предусмотрено устройство арми­ рованного основания под подошвой фундаментной плиты, а вдоль свайной подпорной стены 2 рядов упрочненных грунтоцементных столбов 01000 мм с длинами по 4 м, выполненных методом струй­ ной цементации. Такое решение обеспечило устойчивость свобод­ ностоящей стены и позволило сократить длину свай при заглубле­ нии ниже дна котлована на 4,5 м (рис. 12). 48 Рис. 12. Зоны развития пластических деформаций в основании подпорной свайной стены: а - без упрочнения грунта ниже дна котлована; б - с упрочнением грунта ниже дна котлована Высоконапорная цементация грунтов применена при рекон­ струкции здания Минского городского штаба МЧС. Неправильное армирование этой плиты при неверно принятой расчетной схеме привело к неравномерным ее осадкам и деформациям надземных конструкций здания. Посредством высоконапорной инъекции были созданы по контуру деформированной железобетонной фундамент­ ной плиты здания грунтоцементные опоры с консолями. Применение технологии «Jet Grouting» позволило существенно увеличить несущую способность набивных свай при устройстве фундамента под силос для хранения сахара на объекте «Рекон­ струкция ОАО «Скидельский сахарный комбинат». Сваи устраива­ лись в пылеватых и мелких песках при высоком уровне подземной воды. Проектом, разработанным ЧПУП «Моноракурс», предусмот­ рено устройство уширения под острием свай. С этой целью в ее ствол на всю длину закладывалась опускаемая вместе с каркасом полиэтиленовая труба 0150 мм, через которую затем опускался мо­ нитор и выполнялось уширение. Для уточнения параметров инъек­ ции и расхода материалов, а также определения прочности грунто- цемента, выполнялись опытные сваи с последующей их откопкой (рис. 13,а). Для определения прочности из уширения были выбу­ рены керны и испытаны в лаборатории (рис. 13, б-г). Испытания свай показали их способность при длине 7,8 м и стволе 0 600 мм воспринимать нагрузку не менее 3800 кН. 49 Рис. 13. Исследование свай на объекте: а - откопанная свая и уширение; б - керны, выбуренные из уширения; в - испытания кернов; г - испытанные образцы Несмотря на широкое внедрение технологии «Jet Grouting», в нормативной литературе [1] отсутствует информация с методикой определения прочности грунтоцемента, размеров зон инъекции в различных грунтовых условиях в зависимости от скорости пере­ мещения монитора, давления струи на выходе и расхода инъекци­ онного материала. Это вынуждает пока закладыватъ в проекты до­ 50 рогостоящие эксперименты, либо большие запасы прочности, что неизбежно приводит к неоправданным затратам и существенно удорожает строительство. Попытка выявить качественную картину влияния давления и времени инъекции в песчаных грунтах на раз­ меры ее зоны предпринята сотрудниками кафедры «Геотехника и экология в строительстве» БИТУ. Эксперименты выполнялись в лотке с прозрачной стенкой. Для инъекции использовалось обору­ дование, позволяющее создавать давление на выходе из сопла до 45 бар. Лоток заполнялся песком с варьированием его плотности и крупности. Парис. 13 приведены результаты экспериментов. Эти опыты показали, что при инъекции в песке образуется по­ лость, размеры которой зависят от плотности его сложения, давле­ ния струи на выходе, времени инъецирования. Вокруг полости об­ разуется область «пропитки» песка с увеличением его влажности. Проведенные исследования позволят определить область наибо­ лее эффективного использования технологии «Jet Grouting» в условиях залегания песчаных грунтов Беларуси, сократить доро­ гостоящие натурные эксперименты, проведение которых необходи­ мо для разработки нормативных документов. Литература 1. Фундаменты и подземные сооружения, возводимые с использованием струйной технологии. Правила проектирования и устройства : ТКП 45-5.01-45-2006 / Минстройархитектуры Респ. Беларусь. - Минск, 2006. - 33 с. 2. Проектирование и устройство оснований из армированного грунта : пособие П 10-01 к СПБ 5.01.01-99 / Минстройархитектуры Респ. Беларусь. - Минск, 2002. - 44 с. 3. Геотехнические реконструкции оснований и фундаментов зда­ ний и сооружений : пособие П 10-01 к СПБ 5.01.01-99. - Мин­ стройархитектуры Респ. Беларусь. - Минск, 2001. - 120 с. 4. Проектирование и устройство буроинъекционных анкеров и свай : пособие П 18-04 к СПБ 5.01.01-99. - Минстройархитектуры Респ. Беларусь.- Минск, 2005. - 79 с. 51 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.131.37 ОПЫТ ВОЗВЕДЕНИЯ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ НА ФУНДАМЕНТАХ В ПРОБИТЫХ СКВАЖИНАХ И НА ОСНОВАНИЯХ, АРМИРОВАННЫХ ГРУНТОЦЕМЕНТНЫМИ ЭЛЕМЕНТАМИ Винников Ю.Л., Ларцева И.И., Харченко М.А., Мирошниченко И.В. Полтавский национальный технический университет имени Юрия Кондратюка, г. Полтава, Украина Приведены результаты численного ЗВ-моделирования напря­ женно-деформированного состояния систем «ленточный ростверк - фундаменты в пробитых скважинах - замоченное лессовое основа­ ние» и «плитный фундамент - армированное по буросмесительной технологии слабое глинистое основание», которые сравниваются данными наблюдений за осадками зданиями и сооружениями. The results of numerical 3D simulation of stressed-deformed state of systems «strip grillage - foimdations in the pimched holes - saturated lo- essial base» and «slab foimdations - clay bases reinforced by boring and mixing technology» are presented. This results and dates of long-term settlement observations of buildings and structures are compareted. Фундаменты в пробитых скважинах (ФПС) отличает высокая степень использования несущей способности основания вследствие формирования в нем уплотненной зоны грунта. ФПС позволяют почти исключить земляные и опалубочные работы, уменьшить рас­ ход бетона и металла, трудоемкость работ, ускорить возведение ну­ 52 левого цикла по сравнению с фундаментами, возводимыми с выемкой грунта и погружением в массив сборных элементов [1]. Метод ПолтНТУ [2, 3] расчета ФПС учитывает параметры их уширений и уплотненных зон в зависимости от характеристик трамбовки, материала уширения и грунта, расстояния между осями ФПС. Недостаток методов определения осадок зданий на ФПС в составе ленточных ростверков по схеме одиночных свай с уширением [3] - не учет взаимодействия зон влияния соседних ФПС, что при расстоянии между их осями £ ^ = Ъ ^ 5d (d - диа­ метр поперечного сечения ствола ФПС) существенно занижает фактические осадки оснований фундаментов. Для совершенство­ вания методики расчета осадок ФПС в составе ленточных рост­ верков за базовое целесообразно принять решение плоской задачи механики грунтов. Решения геотехнических задач в осесимметричной версии мето­ да конечных элементов (МКЭ) в физически [4] и геометрически [5] нелинейной постановке достаточно адекватно моделируют напря­ женно-деформированное состояние (НДС) массива при устройстве отдельных фундаментов с уплотнением грунта и их последующей работе. Но эти решения не корректно использовать для оценивания взаимодействия ФПС в составе ленточных ростверков с грунтом. Пространственная КЭ модель системы «ленточный ростверк - ФПС - основание» («ЛР - ФПС - О») составлена для реального 9- этажного здания в Полтаве. Глубина ФПС - 2,5 м, диаметр ствола - 0,5 м, объем втрамбованного в уширение щебня - 2,0 м^ (диаметр его поперечного сечения - 1,1 м). Ленточный ростверк имеет размер по­ перечного сечения 500x400 мм с глубиной заложения 1,4 м. Шаг ФПС - 2000 мм. Погонная нагрузка на ростверк - 450 кН. Грунтовые условия представлены замоченными лессовыми су­ глинками с модулем деформации Е = 5 - 9 МПа. Уровень грунтовых вод - 4,6 м от поверхности земли. Размеры модели (рис. 1) в Plaxis 3D (Version 1.6) составляют: ширина 2 м; длина 16 м; глубина 15 м. При генерации КЭ сетки использована средняя глобальная круп­ ность. Локальное сгущение КЭ сетки было выполнено возле ФПС. При этом 2В-сетка состояла из 1308 треугольных КЭ, 3269 узлов, аЗВ-сетка - из 36623 КЭ, 101159 узлов и 42000 точек напряжений. Средний размер КЭ - 114,5 • 10'^ м. 53 Основание Уплотненная зона грунта Рис. 1. КЭ модель системы «ЛР - ФПС - О»: а - 3D КЭ cencą б - на стадии выемки грунта; в - уровень грунтовых вод; г - устройство ФПС и ростверка; ИГЭ-1.. .ИГЭ-6 - инженерно-геологические элемен­ ты, на которые разбито основание Для имитации НДС грунтов, уширений и уплотненной зоны испо­ льзована нелинейная модель с критерием прочности Мора - Кулона (МС). Заданы ее параметры: 1) дренированное, недренированное или непористое поведение грунта; 2) удельный вес в природном и в водонасыщенном состоянии ; 3) коэффициенты фильтрации к^ ,ку,к^ ', 4) модуль деформации Е ; 5) коэффициент Пуассона V ; 6) угол внутреннего трения грунта ф; 7) удельное сцепление с ; 8) угол дилатации у/ = 0 . Поведение грунта - дренированное. Свойства грунтов определены лабораторными испытаниями. Для грунтов, расположенных выше уширения, использованы испытания на прямой сдвиг предварительно уплотненных водонасыщенных образ­ цов с обработкой результатов способом полной логарифмической пе­ рестройки; для грунтов под уширением - с обработкой данных по стандартной методике. Эти значения были исходными для определе­ 54 ния параметров прочности уплотненной зоны. Гидростатическое дав­ ление воды учтено уровнем грунтовых вод (рис. 1, в). Для железобетонного ствола использована упругая модель Гука (изотропной линейной упругости). Ростверк задавался как плоский элемент. Ему присвоены изотропные упругие свойства бетона. Этапы задачи: 1) гравитационная загрузка расчетной области весом грунта и определение начального НДС массива; 2) устройство выемки под ростверк до отм. -1,400 м; 3) устройство ФПС и ростверка, равно­ мерная загрузка. Использован расчет пластического состояния. Рассчитанные осадки основания системы «ЛР - ФПС - О» и деформированная сетка КЭ приведены на рис. 2. На рис. 3 сравниваются графики «нагрузка F - осадка S » по результатам 2D и 3D моделирования, а также длительных геодезических наблюдений за зданиями на ФПС в составе ленточных роствер­ ков в условиях водонасыгценных лессовых грунтов. Относитель­ ная погрегпность результатов 2D и 3D моделирования и натурных наблюдений - до 15 %. Графики имеют четко выраженный кри­ волинейный характер, т.е. грунт вокруг ФПС, их угпирений и ростверков работает в пластической стадии. Изополя распределений полных напряжений приведены на рис. 4, а, относительные касательные напряжения - на рис. 4, б, пластические точки - на рис. 4, в. Из анализа последних заметно, пер­ воначально в пластическую стадию переходит уплотненный грунт возле угпирения, потом вокруг ствола ФПС, после чего пластические зоны возникают в основании под уплотненной зоной угпирения. Сравнением результатов 2D и 3D моделггроваггггя МКЭ при ис­ пользовании упруго-пластггческой модели и даггных геодезггческггх наблюденггй за осадками зданий на ФПС установлено, что при рассто­ янии между ггх осями до = 5d в составе ленточного ростверка грунт между и вогсруг ФПС работает как едггный массив. Для упрогце- ІІГГЯ расчета осадок ггх основаггий коррегсгной есть расчетная схема в вггде условного леггточного фуггдамеггта гпггрггной, равной диаметру угпггреггггя, глубггной, соответствуюгцей его низу, и с уплотненной зо­ ной под угпггрением. Модуль деформацгги в ней возможно принять как три величины прггродного грунта, а на значенггя модуля дефор­ мации замоченных лессов, определенные компрессионными испы- танггями, не вводят повьггпаюгцих коэффициентов. 55 Рис. 2. Деформации системы «ЛР - ФПС - О»: - изополя распределения вертикальных деформаций Uy; б - деформированная сетка, условно увеличенная в 5 раз Нагрузка F, кН Рис. 3. Сравнение графиков «нагрузка F - осадка S» по результатам 2D (Д) и 3D (2) численного моделирования МКЭ, а также длительных геодезических наблюдений (3) 56 Рис. 4. Напряжения в системе «ЛР - ФПС - О»: а - изополя полных средних напряжений в 3D КЭ сетке; б - относительные сдвиговые напряжения; в - точки развития пластических деформаций в массиве вокруг ФПС Популярен для уменьшения осадок сооружений и метод улучшения свойств слабых массивов устройством вертикальных элементов армиро­ вания по буросмесительной технологии [6, 7]. Авторы усовершенство­ вали методику моделирования по 3D версии МКЭ с использованием упругопластической модели изотропного упрочнения грунта (HSM) влияния параметров грунтов и элементов армирования на НДС системы «плитный фундамент - армированное основание» при циклическом ре­ жиме нагружения [8]. Расчетная область ниже подошвы плиты (зерно- хранилшца), ограничена могцностью сжимаемой толгци, определенной методом послойного суммирования из условия а^р = 0 ,5 а - 15 м (рис. 5). При моделировании НДС армированного основания толщу грунтов на глубину 8 м в пределах плогцади плиты заменяли на грунты со средневзвешенными характеристиками армированного массива. Мо­ дули упругости определяли увеличением модулей деформации для сла­ бых грунтов в 10, а остальных - в 5 раз. Графики рассчитанных осадок от давления на основание по моделям МС и HSM приведены на рис. 6. 57 ..Q.v..Ил лИ. |[||||l■■ll ■ ■ ■ ■ m il l iiłiiiiiiii I Рис. 5. Расчетаая схема для моделирования НДС силоса зернохранилища: а - общий вид модели и сетка конечных элементов; б - расчетная схема в разрезе; 1 - верхняя ж/б плита; 2 - нижняя ж/б плита (дно силоса); 3 - стенка плитного фундамента; 4 - щебеночная подушка; 5 - уплотненный песок; б - нагрузка от веса стен силоса и надсилосггых конструкций; Нс - глубгша сжимаемой толщи грунтов Рис. 6. Средние осадки, мм, силоса на армировагшом основашги в зависимости от давлешгя на основаггие и времегги, сут, и режима его приложешгя по: 1 - геодезическим наблюдениям; 2 - расчетом МКЭ по модели МС; 3 - расчетом МКЭ по модели HSM; 4 - давлеггие на основание, кПа 58 Адекватность применения HSM для оценки НДС армированных оснований плитных фундаментов подтверждена сравнением рас­ считанных осадок с данными геодезических наблюдений. Разница рассчитанных и измеренных величин осадок - до 20-30 %. Литература 1. Крутов, В.И Проектирование и устройство оснований и фундаментов на просадочных грунтах / В.И. Крутов, A. С. Ковалев, В.А. Ковалев - М. : АСВ, 2012. - 560 с. 2. Определение форм и размеров уширений и зон уплотненного грунта фундаментов в пробитых скважинах / Н.Л. Зоценко [и др.] // Основания, фундаменты и механика трутов. - 1989. - № 5. - С. 2-4. 3. Посібннк 3 проектування та спорудження фундаментів у про- битих свердловинах (до СНиП 2.02.03-85)/ - К. : Державний комітет Украши у справах містобудування i архітектурн. - 1997. - 72 с. 4. Шапиро, Д.М. Теория и расчетные модели оснований и объектов геотехники: монография / Д.М. Шапиро. - Воронеж : Научи, книга, 2012. - 164 с. 5. Винников, Ю.Л. До оцінкн напружено-деформованого стану основ фундаментів у пробитих свердловинах методом математич- ного моделювання / Ю.Л. Винников // Ресурсоекономні матеріалн, конструкціі, будівлі та сооруди : зб. наук, праць. - Вин. 9. - Рівне: РДТУ, 2003. - С. 394-398. 6. Методы подготовки и устройства искусственных оснований / Р.А. Мангушев [и др.]. - М.;СПб. : Изд-во АСВ, 2012. - 280 с. 7. Characteristics of manmade stiff grounds improved by drill­ mixing method / M. Zotsenko [et ah] // Proc. of the 15th European conf. on soil mechanics and geotechnical engineering. - Athens, 2011 - P. 1097-1102. 8. Винников, Ю.Л. Численный расчет армированного основания в вероятностной постановке / Ю.Л. Винников, М.А. Харченко, B. И. Марченко // Численные методы расчетов в практической гео­ технике : сб. craxeq научн.-техн. конф. - СПб. : СПбГАСУ, 2012. - C. 86-93. 59 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.159 ТЕХНОЛОГИЯ РЕКОНСТРУКЦИИ ФУНДАМЕНТНЫХ СИСТЕМ ЗДАНИЙ ПУТЕМ УСТРОЙСТВА ПЛИТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ Гембарский Л.В. Научно-исследовательский институт подземного и специального строительства, г. Киев, Украина В статье приведены результаты исследования технологии устройства сплошной монолитной ребристой плиты при рекон­ струкции фундаментов. The results of the study technology of the device monolithic solid ribbed slab for the reconstruction of the foundations. В современной технической, нормативной и технологической литературе имеются сведения по устройству сплошной монолитной плиты ребрами вверх при реконструкции фундаментов [1]. Однако, все известные источники не содержат однозначных технологиче­ ских указаний относительно условий применения плиты ребрами вниз или вверх. Кроме того существующие решения по выполне­ нию сопряжений новых плитных элементов с существующими фундаментами имеют ряд существенных недостатков, которые ограничивают их использование и снижают экономичность. Поэто­ му возникает необходимость в усовершенствовании технологии устройства сплошной монолитной плиты ребрами как вверх так и вниз, в зависимости от конкретных условий на основе разрабо­ танного автором нового вида сопряжений плитных элементов с существующими фундаментами. 60 Целью исследования является усовершенствование технологии устройства монолитного монолитной плиты ребрами как вверх так и вниз на основе разработанного автором способа сопряжения но­ вых плитных элементов с существующими фундаментами. Задача исследований - определение технологических параметров времен­ ного крепления для устройства круглозубчастой системы консоль­ ных балок. Технология устройства монолитной ребристой плиты включает в себя следующие отдельные рабочие процессы: 1. Выполнение земляных работ. 2. Сверление горизонтальных отверстий в фундаментных лентах. 3. Устройство временного крепления отверстий в фундаментных лентах. 4. Подготовка основания. 5. Устройство арматуры консольных балок, плиты, обвязочных, главных и второстепенных балок. 6. Устройство опалубки для бетонирования ребристой плиты. 7. Бетонирование ребристой плиты с консольными балками. 8. Засыпка пазух плиты песком (в случае плиты с ребрами вверх). Выемка грунта в помещениях здания для устройства монолитной ребристой железобетонной плиты выполняется таким образом, что­ бы высота помещений не была меньше соответствующих норма­ тивных требований в зависимости от назначения здания. Как пра­ вило, отметка верха вновь устраиваемой плиты должна быть ниже на 3-5 см от уровня полов до реконструкции. Кроме высоты поме­ щений, на конфигурацию плиты и ее габариты влияет глубина за­ ложения существующих фундаментов от уровня полов помещений. Если высота помещений удовлетворяет соответствующим норма­ тивным требованиям, а глубина заложения существующих фунда­ ментов составляет не менее габаритного размера принятой вновь устраиваемой плиты по высоте, то конфигурация плиты принимает­ ся ребрами вверх. В таком случае, низ плиты должен располагаться не ниже глубины заложения подошвы существующих фундаментов, а объем земляных работ равен произведению площади помещений на сумму наибольшего габарита ребристой плиты по высоте и толщины бетонной подготовки под ней. Земляные работы ведутся 61 на глубине, не превышающей отметки заложения подошвы суще­ ствующих фундаментов: = 5^ ■ h , ^g.wl ^ ' І^Г (1) где Vg,„i - объем земляных работ, необходимый для устройства плиты ребрами вверх, м^ ; S - площадь помещений, м ;^ йтахп - круп­ нейший габарит плиты по высоте с учетом толщины бетонной под­ готовки, м. В случае, когда подошвы существующих фундаментов в среднем залегают на глубине не более 75 см от существующего уровня по­ лов, а уменьшение высоты помещений недопустимо согласно нор­ мативным требованиям, конфигурацию вновь устраиваемой плиты принимают ребрами вниз. Объем земляных работ в таком случае будет равен: 5 .w: = 5 - łij;-Ь + L; ■ -Ь Ls ■ Js) (2) T7 где з-ч'з - объем земляных работ, необходимый для устройства плиты ребрами вниз, м3; hp - высота полки плиты с учетом толщи­ ны бетонной подготовки, м; L\, L 2 , L3 - длины соответственно обвя­ зочных, главных и второстепенных балок, м; б”], S2 , S3 - площади поперечного сечения соответственно обвязочных, главных и второстепенных балок с учетом толщины бетонной подготовки под ними, м^ . Разработанное автором конструктивно-технологическое решение по реконструкции фундаментной системы путем подведения сплошной монолитной железобетонной плиты, содержит ребристую железобетонную плиту приведенной толщиной около 150 мм, име­ ющей обвязочной балку, главные и второстепенные балки и может устраиваться как балками вверх так и вниз (рис. 1). Главные балки устраивают вдоль короткой стороны помещений, а второстепенные балки - перпендикулярно к ним. По контуру помещения фунда­ ментная плита опирается на обвязочной балку, которая вплотную примыкает к ленточным фундаментам. Главные и второстепенные балки жестко соединяются с обвязочными балками. Обвязочные балки сопрягаются с фундаментными лентами с помощью кругло- зубчастой системы, состоящие из круглоцилиндрической консоль­ ных балок, которые устраивают в существующих фундаментных 62 лентах на глубину и с шагом, в соответствии с проектным решени­ ем. В местах примыкания обвязочных балок к внутренним ленточ­ ных с обеих сторон, консольные балки превращаются в сквозные балки, которые пропускаются через внутренние фундаментные лен­ ты и соединяются с обвязочными балками смежных помещений. Обвязочная балка, кроме функции восприятия и перерас­ пределения усилий между плитой и круглозубчастимы консольны­ ми балками, играет дополнительно важную роль. Поскольку плита от реактивного действия грунтовой нагрузки пытается изогнуться вверх, обвязочная балка, в свою очередь, постараются не обернуть­ ся на некоторый угол вокруг своего центра. Для обеспечения жест­ кости и невозможности смещения обвязочной балки, круглоцилин­ дрической консольные балки необходимо устанавливать в одной плоскости с полкой ребристой плиты, а обвязочную балку выпол­ нять высотой, в 1,3-1,5 раз превышающую диаметр консольной балки. Таким образом в обвязочной балки в верхней части увеличи­ вается площадь контакта с существующими фундаментами и делается невозможным смещение между ними от действия изги­ бающего момента. Для устройства круглоцилиндрической консольных балок в лен­ точных фундаментах выполняется сверление отверстий с последу­ ющим устройством армокаркасов и бетонированием. Технология устройства плитных конструкций предусматривает непрерывное сверление отверстий в пределах одного помещения. Поэтому для обеспечения устойчивости фундаментных стен их необходимо вре­ менно крепить. После выполнения сверления отверстия под кон­ сольную балку, в отверстие на цементно-песчаном растворе марки не менее М 100 вставляется несъемная металлическая полая труба- фиксатор длиной 100 мм и наружным диаметром на 10 мм меньше фактического диаметра отверстия. Дополнительную жесткость в трубе-фиксатора предоставляет фланец располагается в торце трубы и служит ограничителем при устройстве фиксатора в отверстия. Пример устройства фиксатора показано на рис. 2. Тол­ щина стенки трубы зависит от возможных прочностных и деформативных свойств материала существующего фундамента, которые приведены в табл. 1. 63 1-1 1 V i ' \ i f f 2-2 6950 250 4 оо □ .1 1 / f f ^ ~^ 7^y//V'///,,V/. Рис. 1. Схема вьшолнения разновидности реконструкции фундаментной системы путем подведения сплошной монолитной железобетонной плиты: а - вид в плане; б - разрезы 1-1, 2-2 (масштаб увеличен в два раза): 1 - круглоцилиндрическая консольная балка; 2 - обвязочная балка; -5?— второстепенная балка; 4— главная балка; 5— плита; б—ленточный фундамент 64 I-I II-II II I Рис. 2. Пример расположения фиксатора в отверстии: I - глубина отверстия; d - диаметр отверстия; Г - толщина стенки фиксатора; 1 - трубка для отвода воздуха во время бетонирования; 2 - существующая фундаментная лента; 3 - фиксатор; 4 - арматурный каркас Таблица 1 Прочностные и деформативные характеристики материала фундамента № з/п Наименование материала фундамента Модуль де­ формации Е, МПа Коэффициент Пуассона, v Прочность на сжатие R„ МПа Прочность на растяже­ ние R„, МПа 1 Бетонные блоки 23 000 0,20 11,5 1,3 2 Кирпичная кладка 2700-350 0,25 2,7-0,4 0,4-0 3 Природный камень, пиле­ ный 6300-1275 0,25-0,20 4,2-1,7 0,3-0 4 Бутовая клад­ ка 3000-900 0,25 1,5-0,5 0,4-0,2 В зависимости от приведенных в таблице 1 данных, толщину трубы можно вычислить по формуле, приведенной в [2], и составля­ ющие которой адаптированы к расположению фиксатора в кладке: 65 Iyeti. ' ~0 0 1 0 5 ■ где t - толщина стенки фиксатора, мм; Fred - расчетное приведенное нагрузка на фиксатор, МН/м, определяется по формуле: f f е d ^ с " е (4 ) где Re - прочность на сжатие материала фундамента, определяется по таблице 1, МН/м^; de - наружный диаметр фиксатора, м; ^ - ко­ эффициент, учитывающий совместное действие пассивного давле­ ния кладки и внешнего давления, определяется по формуле: (3) І,\Б + (5) где В, Bt - параметры, характеризующие жесткость кладки и трубы соответственно, МПа. Определяются эти параметры по формулам: Б = 0,125Бі Б^ = 2Er (6) где Е - модуль деформации материала фундамента, определяется по таблице 1, МПа; Еа - модуль упругости материала фиксатора, МПа; V - коэффициент Пуассона материала фиксатора; Ry - расчетное со­ противление стали, МПа. Автором выполнены расчеты по определению толщины стенки фиксатора для различных материалов и диаметров. Результаты рас­ четов представлены на рис. 3. Таким образом, обладая значением прочности кладки фундамен­ тов на сжатие, можно расчетным путем получить необходимую толщину стенки фиксатора. Предварительно, разрешается исполь­ зовать значения из табл. 1, а уточнять значение прочности на сжа­ тие по методике [3]. Основание под фундаментную плиту как в случае ребрами вверх, так в случае ребрами вниз следует готовить следующим образом. Сначала выполняется уплотнение грунта щебнем фракцией 20- 40 мм из расчета 0,051 м^ на каждый квадратный метр основания. Затем выполняется устройство бетонной подготовки толщиной, как правило, 100 мм из тяжелого бетона класса прочности S 16/20 66 и маркой по водонепроницаемости W 4 с тщательным уплотнением. Бетон повышенной водонепроницаемости используются с целью обеспечения гидроизоляции подвальных помещений. В случае наличия в непосредственной близости к фундаментам уровня грунтовых вод, дополнительно по бетонной подготовке мо­ жет устраиваться гидроизоляционный слой, который предотвращает капиллярное поднятие воды в плите и попадание ее в помещение. Конструкция гидроизоляционного слоя зависит от возможного напора грунтовых вод, их отсоса и химического состава. Толщина стенки фиксатора Г, мм 30 - Нряредны^камс нвг о 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 Диаметр фиксатора dg, м Рис. 3. Зависимость толщины стенки фиксатора от его диаметра при его устройстве в фундаментах из разного материала После окончания сверления отверстий в пределах одного поме­ щения и устройства в них металлических фиксаторов, выполняется армирование консольных балок. Для исключения защемления воздуха во время бетонирования, в верхнюю часть цилиндрического отверстия на всю его длину вставляется Г-образная полипропиленовая трубка 020 мм, как пока­ зано на рис. 2. Во избежание смещения трубки во время бетониро­ вания ее крепят к верхней части арматурного каркаса консольной балки. 67 При устройстве плиты ребрами вверх для их бетонирования необходимо использовать разборно-переставную мелкощитовую опалубку. Горизонтальная опалубка в местах примыкания плиты к обвя­ зочной, главной и второстепенной необходима для обеспечения по­ лучения бетонной смесью формы балок и исключения выдавлива­ ния смеси из балки в пространство плиты. Ширина горизонтальной опалубки, при которой не происходит перемещения бетонной сме­ си, как это определено экспериментально, составляет 1 м. В зависи­ мости от состава бетонной смеси данный параметр уточняется пробным бетонированием. Опалубка выставляется на все конструкции плиты в пределах одного помещения. С учетом бетонирования по разработанной ав­ тором технологии в одном помещении рабочие швы не допускают­ ся. При невозможности бетонирования конструкций без техноло­ гических перерывов вследствие независимых форс-мажорных фак­ торов, рабочий шов необходимо выполнить организованно. Подают бетонную смесь сначала в зону бетонирования консоль­ ных и обвязочных балок, затем в зону ребер. При этом бетонируют консольные балки методом напорного бетонирования, поскольку высота обвязочных балок, как правило, превышает консольную. После завершения бетонирования не самоуплотняющим бетоном смесь, в том числе и в местах расположения консольных балок, уплотняют вибраторами с гибким валом с вибронаконечника 028 мм. Так же уплотняют смесь, укладываемую в зоны расположения обвязочных, главных, второстепенных балок и плиты. Продолжи­ тельность вибрирования бетонной смеси составляет 20...40 с. После набора проектной прочности бетона, пазухи между ребра­ ми засыпаются песком. В случае устройства плиты ребрами вниз, необходимо использо­ вать несъемную опалубку для вертикальных конструкций, т.е. для обвязочных, главных и второстепенных балок. При этом можно ис­ пользовать несъемную опалубку Plastbau-3 [4]. Конструктивные стеновые элементы Plastbau-3 представляют собой плиты пенопо­ листирола высокой плотности и стальной арматурный каркас между ними, который обеспечивает им очень высокую прочность (рис. 4). Технология устройства несъемной опалубки такова. После вы­ полнения земляных работ и бетонной подготовки для более точного 68 и быстрого размещения элементов стеновой опалубки Plastbau-3 на одной прямой, на подготовку устанавливается монтажный маяк - тонкостенный оцинкованный U-профиль, ориентируясь на толщину и расположение одного из листов пенополистирола в стеновой кон­ струкции. Обычно толщина листов пенополистирола одинакова и еос'іавляе'і 50 мм. U-нрофиль кренйіея к бсюнной ноді оіовкі обычными дюбелями или с помощью специального пистолета. Рис. 4. Технология устройства гшигы ребрами вниз с их опалублюванням посредством Plastbau-3: 1 - уплотнение основания щебнем; 2 - бетонная подготовка, 3 - тонкостенный оцинкованный 17-профиль; 4 - плита из пенополистирола; 5 - стальной арматур­ ный каркас; б - полка плиты Литература -----1. Коновалов, П.А. Основания и фундаменты реконструируемых зданий / П.А. Коновалов. - 4-е изд., перераб. и доп. - М. : Бумажная галерея, 2000. - 320 с. 2. Пособие по определению толщин стенок стальных труб, выбору марок, групп и категорий сталей для наружных сетей водоснабжения и канализации : пособие к СНиП 2.04.02-84. - М. : Стройиздат, 1989. 3. Методнчні рекомендацй з визначення міцності кам’яноі' кладки фундаментів шляхом вилучення та випробовування кернів / В.І. Снісаренко [и др.]. - К. : НДІ Підземспецбуд, 2012. - 12 с. 4. Конструкцй будннків та споруд. Проектування, будівннцтво та експлуатація будннків системи : Пластбау ДБН В.2.2-6-95. 69 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.157.2:624.138.22 ФУНДАМЕНТЫ-ОБОЛОЧКИ НА ВЫТРАМБОВАННОМ ОСНОВАНИИ Гончаров Б.В., Гареева Н.Б., Галимнурова О.В., Башлыков А.В. ФГБОУВПО «Уфимский государственный нефтяной технический университет» Кратко изложена технология устройства фундамента-оболочки на вытрамбованном грунтовом основании. Приводятся результаты испытаний фундаментов в полевых условиях. Предложен динами­ ческий метод расчета несущей способности по величине отказа при вытрамбовке. Приведен метод оценки ожидаемой осадки фунда­ мента с использованием данных зондирования. Technology of foundation-shell on the tamped out soil base engineer­ ing is shortly presented. Results of foundations field tests are given. The paper presents dynamic method of bearing capacity analysis accord­ ing to refirsal value while tamping out. Method of expected foundation settlement evaluation with use of sounding data is described. Программа правительства РФ по развитию малого и среднего предпринимательства требует значительного увеличения объемов производственных зданий преимущественно быстро монтируемых из легких несущих и ограждающих конструкций. Это требует раз­ работки облегченных конструкций фундаментов взамен монолит­ ных и столбчатых фундаментов, а так же новых технологий их устройства с уменьшением объемов работ и сроков проектирования и строительства. 70 Одним из перспективных видов фундаментов, позволяющих ре­ шить эти задачи являются конические фундаменты-оболочки с экономией бетона и высокой удельной несущей способностью ма­ териала. Но главным вопросом, сдерживающим их широкое при­ менением следует считать значительные затраты ручного труда при устройстве грунтового основания для внутренней полости фунда­ мента-оболочки . В практике строительства производственных сельскохозяй­ ственных зданий имеется опыт применения эффективной техноло­ гии устройства фундаментов в вытрамбованных котлованах, сов­ мещающий разработку котлована и повышение несущей способно­ сти грунта [1]. По результатам опытов, проведенных в непросадоч- ных глинистых грунтах, несущая способность ФВК в 2,5...3,0 раза превышает несущую способность фундамента в откопанном котло­ ване при одинаковых объемах и форме фундаментов [2]. Для повышения эффективности фундаментов-оболочек Уфим­ ским государственным нефтяным техническим университетом сов­ местно с институтом БашНИИстрой разработана технология, сов­ мещающая преимущества по материалоемкости фундамента и повышению несущей способности грунта в результате уплотне­ ния при вытрамбовке [1]. Технология устройства фундамента-оболочки на вытрамбован­ ном основании сравнительно проста: вначале сваебойный агрегат дизель-молотом вытрамбовывает в грунтовом массиве с помощью специального штампа скважину-котлован с уплотненным кониче­ ским основанием (рис. 1, о), затем штамп извлекается из котлована (рис. 1, б) и на основание устанавливается конический фундамент- оболочка из железобетона (рис. 1, в). Опытная проверка технологии проводилась в полевых условиях на площадках с залеганием глинистых грунтов при индексе текуче­ сти 0,10 < II < 0,60. Во всем интервале грунтов использовался уни­ версальный трамбующий штамп диаметром D = 1,1 м с углом наклона образующей а = 45°. Результаты опытных вытрамбовок по­ казали, что грунтовый «целик» основания при глубине погружения штампа более 1,5 м формируются полностью и после извлечения штампа остается без трещин и отрывов грунта, что позволяет уста­ навливать оболочку на основание без дополнительной зачистки. 71 Рис. 1. Последовательность устройства фундамента-оболочки Основной характеристикой фундамента-оболочки при проекти­ ровании является величина несущей способности при вертикальном нагружении. Эта величина может быть получена путем статических испытаний или расчетным путем. Так как характер деформирования грунта при ударном уплотнении штампом с конической полостью осложняется кумулятивным эффектом, теория расчета будет весьма сложна и пока не разработана. Предлагается по опыту применения забивных свай [4] использовать динамический метод определения несущей способности по данным вытрамбовки котлована штампом. Для получения расчетной формулы использовано представление характера деформирования глинистого грунта при ударе молота по свае [4] в виде графика (рис. 2). На графи­ ке показано также соотношение сопротивления при динамическом нагружении R d , и в случае статического нагружения R g Ro=l3-Rs ( 1) Где P - опытный коэффициент, больше единицы. На базе этих представлений в зарубежной практике свайных ра­ бот используются динамические формулы вида R Э Р І + с / 2 (2) где Э - энергия удара молота; е - остаточный отказ; с - величина упругого перемещения. 72 Для опытной проверки принята расчетная формула для опреде­ ления предельной вертикальной нагрузки на фундамент-оболочку F.. = К -Э е + с !2 (3) где К = 1/р - коэффициент, учитывающий долю общей энергии удара, использованную на деформирование грунта. Величина коэффициента «К» определялась опытным путем в полевых условиях. Площадка испытаний сложена тугопластич­ ными суглинками с характеристиками, приведенными в табл. 1 Таблица 1 Результаты полевых исследований на площадке Плот­ ность р» г/см^ Влаж­ ность, W Коэф­ фициент пористости е Индекс теку­ чести h Угол внутрен­ него тре­ ния Ф, град Сцепле­ ние с МПа Лобовое сопро­ тивле­ ние q„ МПа 1,914 0,29 0,83 0,24 18 0,025 2,4 73 Рис. 3. Результаты полевых испытаний а - графики зондирования (f^ - боковое трение зонда, - лобовое сопротивление); б - график статических испытаний (S-осадка, мм, F-нагрузка, кН) Для определения величины коэффициента «К» в формуле (3) ис­ пользованы результаты выполненной вытрамбовки и статических испытаний. Эти результаты приведены в табл. 2. Величина упругого отказа определялась как средняя для глинистых грунтов с индексом текучести 0,10...0,60 по выполненным ранее исследованиям инсти­ тута БашНИИстрой [6, 7]. Следует отметить, что полученная величина К = 0,18 одного по­ рядка с величиной К = 0,12, полученной при вытрамбовке котлова­ на трамбовкой прямоугольной формы в грунтах с сопротивлением зондированию 2МПа [7]. Некоторое увеличение при вытрамбовке штампом с полостью можно объяснить кумулятивным эффектом. Таблица 2 Результаты вытрамбовки и статических испытаний Энергия удара моло­ та, кДж Отказ е, м Упругий отказ с/2, м Предельная нагрузка кН Величина коэффициента К 25 0,014 0,004 270 0,18 74 Для практического применения экспресс-метода определения предельной вертикальной нагрузке на фундамент-оболочку предла­ гается формула ^ 0,18-Э К = — -------- ^ (4)е + 0,004 Где Fu - предельная нагрузка, кН; Э - энергия удара дизель-молота, кДж; е - величина остаточного отказа, м; 0,004 - средняя величина упругого отказа, м. Наличие у гптампа конической полости предполагает кумуля­ тивный эффект при пластическом течении грунта во время удара молота. По этой причине характер уплотнения грунтового массива ниже П О Д О ІП В Ы гптампа может отлггчаться от получаемого при жест- кггх трамбовках конггческой и пгграмггдальной формы. Для оценки зон уплотнения после вытрамбовки котлована ис­ пользованы результаты статического зондированггя. Вытрамбовка котлована и зондирование грунта выполнены на плогцадке, прове- денггя статггческих испытаний гптампа. Зоггдирование выполнено до вытрамбовки и после по размеченным точкам зондггруюгцей уста­ новкой С-832М со стандартной скоростью зоггда. На рис. 4 пред­ ставлены план расположенггя скважин зондированггя, а на рис. 5 ггриблггженная картина разреза уплотненной зоны. Результаты опытных работ показывают, что характер уплотнен­ ной зоны при использовании конического гптампа с полостью отли­ чается от предлагаемой «Руководством...» гпаровой формы с диаметром D = 2Вш [5]. В нагнем случае при сложной форме уплотненной зоны возни­ кают значительные трудности для разработки метода расчета осад­ ки фундамента-оболочки, так как сложно учитывать пластггческое проскальзывание уплотненного грунта в основном массиве. Предложена методика использовать ггриблггженньге данные рас­ четов осадки жестких круглых плит на грунте естественного зале­ гания, сравниваемой с реальной осадкой фундамента-оболочки на уплотненном грунте при статических испьгтанггях. Результаты срав- ненггя опытов приведены в таблице 3 и в вггде графика на рис. 6. 75 Рис. 4. Схема зондирования в месте погружения штампа до и после вытрамбовки D = 1,1 м Рис. 5. Схема уплотненной зоны грунта 76 Таблица 3 Результаты опытов при испытании фундаментов № на рис.4 Методы определения осадки Величина осадки Величина ко­ эффициента Т1 1 Статические испытания 40 1,0 2 Расчет по программе «PLAX1S» 16 2,5 3 Расчет по СП 50-101-2003 10 4,0 Рис. 6. График сравнительных величин расчетных и опытных осадок: 1 - статические испьиания; 2 - расчет «PLAXIS»; 3-расчет СП-50-101-2003 Таким образом, величину ожидаемой осадки можно определять по характеристикам грунта в естественном залегании как 8 о=Ц -8 р, (5) где So - ожидаемая осадка; т| - коэффициент, учитывающий про­ скальзывание уплотненного ядра; Sp - расчетная величина осадки. Выполненные исследования позволили обосновать расчетную базу для проектирования фундаментов производственных зданий с нагрузкой на колонну до 500 кН. Разработаны и предложены для практического проектирования: 77 • экспресс-метод определения предельной нагрузки на фунда­ мент-оболочку по данным динамических испытаний при вытрам- бовке основания без проведения статических испытаний; • метод оценки ожидаемой осадки фундамента-оболочки по ха­ рактеристикам грунта естественного залегания, определяемых по данным зондирования. Новая технология и конструкция фундаментов в виде фундамен­ тов-оболочек на вытрамбованном основании позволяют значитель­ но снизить расход железобетона, уменьшить объем земляных работ, сократить продолжительность проектирования и устройства фунда­ ментов при снижении трудовых затрат. Литература 1. Крутов, В.И. Фундаменты в вытрамбованных котлованах / В.И. Крутов, Ю.В. Багдасаров, И.Г. Рабинович. - М. : Стройиздат, 1985.-164 с. 2. Гончаров, Б.В. Об эффективности фундаментов в вытрамбованных котлованах в непросадочных глинистых грун­ тах/ Б.В. Гончаров, О.В. Галимнурова, Н.Б. Гареева //Основания, фундаменты и механика грунтов. - 2007. - № Г - С. 13-15. 3. Гончаров, Б.В. Фундаменты-оболочки на вытрамбованном грунтовом основании / Б.В. Гончаров, А.В. Рыбаков //Основания, фундаменты и механика грунтов. - 2001. - № 5. - С. 17-20. 4. Терцаги, К. Теория механики грунтов / К. Терцаги. - М. : Гос- стройиздат, 1961. - 507 с. 5. Руководство по проектированию и устройству фундаментов в вытрамбованных котлованах / НИИОСП. - М. : Стройиздат, 1981. 6. Гончаров, Б.В. О прогнозе колебаний грунта при забивке свай по данным зондирования / Б.В. Гончаров, В.Ф. Ковалев // Основа­ ния, фундаменты и механика грунтов. - 1995. - № 1. - С. 16-17. 7. Гончаров, Б.В. О динамическом методе оценки несугцей спо­ собности фундаментов в вытрамбованных котлованах /Б.В. Гонча­ ров, А.В. Рыбаков //Основания, фундаменты и механика грунтов. - 2009.-№ Г - С. 11-13. 78 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 691.32.008.6 ADVAN CEM EN T IN P ILE FO UNDATIO N DESIGN IN K A ZA K H S TA N CONSTRUCTION SITES AND C O NTRIBUTIO N OF CENTRIFUGE TECHNO LO GY Zhussupbekov Zh., Lukpanov R.E., Utepov Ye.B., Morev I.O. Eurasian National University, Astana, Kazakhstan В статье приводятся общие аспекты концепции проектирования свайных фундаментов в строительных площадках Казахстана. Упо­ мянуты такие современные технологии устройства свай, как CFA и DDS, используемые в Казахстане. В статье также представлены сравнения существующих результатов полевых испытаний свай с результатами таких современных методов испытания свай, как RLT и Центрифугой. This paper presents the general aspects in Kazakhstan pile foundation design concept. Also such a modem pile technologies as CFA and DDS used in Kazakhstan are mentioned. The paper illustrates comparisons between the existing field pile test results with the results of advanced technologies such as RLT and Centrifirge becoming more applicable. The quality control methods such as PIT and geomonitoring of pile foundations are also noted in this paper. More and more unique megaprojects have been realized and not a few projects are under constmction, especially in the new capital of Kazakh­ stan - Astana (Figure 1). One of the stands out project is the housing es­ tate “Abu-Dabi Plaza” which started on 1 July 2011 in Astana. The pro­ ject of housing estate was designed by famous architect Norman Foster. 79 By preliminary evaluation, the cost of project exceeds 1.5 billion US dol­ lars. This will be the highest building in Central Asia and ranked 14* in the world. "Abu-Dabi Plaza" - a complex from several towers, united around the main building with a height 382 meters - 88 floors (Figure 1). The high rates of construction and appearance of high-rise buildings led to a wide use of pile foundations. Modem constmction puts modem re­ quirements in front of engineers and designers, and so instead of tradi­ tional decisions it came to the use of new economically and ecologically efficient advanced technologies such as CFA (continuous flight auger), DDS (drilling displacement system). Khan Shatyry Mnnstiy of Ti anspoitation I Fig. 1. Megaprojects o f Kazakhstan An existing Kazakhstan standard documentation of pile design is out of date and does not meet the requirements of modem engineering. The standard needs to be revised. Nowadays, conception of pile foundation design [3] is in the process of modernization, as presented in Figure 2. Design of pile foundation includes two critical stages of analysis: bearing capacity and settlement analysis. The preliminary design is per­ formed based on the engineering and geological investigation of con­ stmction site. Accuracy of pile design generally depends on the accuracy of data presented in geological report. Final pile design project is cor­ rected after approval by field tests. 80 Geological L ' b>\ f stigatloii Design of foiuidatioii--------Г— Field test Quality conti ol Field test Ч Labaratoiy test Repoit гГ Culouliitioii _h Rec:ilnil'.ition SLT DLT -<^ ei>oiT]^ PDA O -C K L L Iiitenitv test _ h ч : Monit oiiilg T Fig.2. Pile foundation design concept The classically bearing capacity is subdivided into two constituents: shaft and tip resistance. In Kazakhstan's Standard the classical equation was modified and presented by following equation [1]: +“X r . /A ) (1) where ус = safety factor; and y^ / = coefficients of soil work condi­ tion under the pile tip and around the pile, respectively. Unfortunately, existing Kazakhstan Standards do not take into ac­ count soil compaction under the high concrete pressure in case of CFA technology and soil displacement without excavation in case of DDS technology that lead to reduction of settlement and increase in bearing capacities of pile foundation. Therefore it had been suggested to use fol­ lowing coefficients of soil working condition as presented in Table 1. Table 1 Suggested coefficient of soil works for DDS and CFA Type of pile 7 cR Jcf Driving Pile 1,0 1,0 Boring Pile 0,7-1,0 0,7 DDS (FDP) Pile 1,3 1,0 CFA Pile 1,0 1,0 riles 81 As for SLT and DLT, they both are practiced in Kazakhstan construc­ tion. According to experience on construction sites of Astana, some dif­ ference exists between SLT and DLT results. Moreover, results of bear­ ing capacity of pile depend on type of hammer. Thus, DLT results ob­ tained by using hydro-hammer are more approximate to the SLT results, namely more reliable than results obtained by using diesel hammer [2]. The safety factor as defined by comparative analysis of many DLT and SLT data is presented in Figure 3. . Hy(ho-luumnei Fig. 3. Comparison SLT and DLT From aforementioned it follows that SLT and DLT both have dis­ advantages. SLT required a lot of time, works and cost. Prescribed by Standard quantity of required SLT is not enough to adequately realize soil condition of construction site (2 SLT for 200 piles only). DLT is much faster but is not so reliable and is applicable to driving piles only. Today, in process of adaption into Kazakhstan practice is an alterna­ tive load test method which precluded disadvantages of both SLT and DLT - Rapid Load Test (RLT). RLT allow performing up to 10 piles per day and much cost effective than SLT [4]. The comparison of SLT and RLT as obtained by Matsumoto are presented in Figure 5 that shows re­ liability of RLT. 82 г. /(.V о 100 200 300 400 500 У. к.\ о 100 200 300 400 500- Fig. 4. Results o f SLT and RLT The one that is necessary to mention is the Centrifuge technology. Centrifuge modeling is currently the most reliable technique for using small scale tests of pile foimdations to predict full scale conditions. Sev­ eral pile model tests were performed using a balanced beam centrifuge (Figure 5) at Columbia University (New York, USA) to simulate and predict the behavior of real case. Obtained data was compared with the results of field pile tests, conducted by Utd. «KGS» on the construction site of «Residential house» near the desert «Bestas» of Almaty region, Kazakhstan. The results of tests are presented in the Figure 6 [5]. I Fig. 5. Columbia Centrifuge Fig. 6. Comparative results of Centrifuge and field pile tests As for advancements in quality control of the pile foundations, it should be emphasized that the PIT (Pile Integrity Test) and geomonitor­ ing are become more used in Kazakhstan. PIT is one of the non-destructive methods of pile quality control. This method allows analyzing integrity control for all existing types of piles (boring, injection, driving and so on). PIT is based on wave propagation 83 theory in rigid body and is concerned with one of the modem quality control methods used world-wide. PIT allows detecting pile defects: approximate pile length, expansion and narrowing of pile cross section, modification of soil layers, heterogeneity of pile material, cracks in cross section of pile, extrinsic material in pile body. Advantages of PIT are as follows: portable device is easy to carry. One operator will be able to test over 100 piles per day, depends on site condition, pile head preparation and approach to the pile; minimum influence to the constmction work on the site; significant defects may be detected in the beginning of the constmction. PIT has some limitations: reflection of the bottom of pile sometimes has errors depending on soil condition; little deflection (less than 5 %) of pile cross section cannot be identified. According to Kazakhstan Standard requirements it is necessary to test 60% of boring piles and 50% of driving piles. Geomonitoring for foundation settlement is one of the quality control methods that can be carried out during and after constmction in exploita­ tion period. Monitoring is indirect control of pile installation evaluation. The principle of this method is monitoring the settlement of special marks which are installed to interested points of constmction. Monitor­ ing starts from the beginning of constmction and allows revealing de­ fects of foundation installation. CONCLUSIONS Existing pile foundation Standards practiced in Kazakhstan are out- of-date and are in urgent need for modernization. This paper presented very short descriptions of coming changes to the concept of Kazakhstan pile foundation design. Presented aspects of advanced pile technology design allow to mak­ ing a more reliable prediction of bearing capacity and settlement of pile that has become very important for the preliminary design of pile foun­ dation projects. During designing of CFA pile of buildings and stmctures it needs to consider the volume of borehole expansion by the result of additional pressure, as well as over-expenditure of the concrete which is depend on soil conditions and length of pile. Significant differences between bear­ ing capacities of DDS and casing boring piles show incomplete usage of DDS technology resources. The coefficient of shaft work of DDS pile was defined and equal from 1.2 to 1.3 depending on soil condition. 84 RLT allow performing up to 10 piles per day and much cost effective than SLT but cannot be used to foil extent on construction sites of Ka­ zakhstan due to absence of Standard. The studies conducted earlier proved that the centrifuge is a good al­ ternative approach for studying the work of the pile in the soil. The cen­ trifuge model tests can predict the real behavior of soils or soil structures and determine their bearing capacities. It also may have significant eco­ nomic effect compared with full-scale tests. Pile integrity test is in the process of gaining official acceptance in Kazakhstan. PIT is a non-destructive method allowing make quality con­ trol of pile body whereupon of pile installation and even after many years of building exploitation. Geomonitoring for foundation settlement is indirect control of pile quality evaluation method and has become more relevant, especially for high-rise building construction. Application of advanced technologies of pile foundations installation led to a significant economic efficiency. In implementing this Project in practice for the first time has been ap­ plied an integrated approach to the design, testing and quality control of pile foundations. This comprehensive approach is a guarantee of quality and efficient construction, which must be developed and applied in prac­ tice. REFERENCE 1. SNiP RK 5.01-03-2002. Pile foundation. 2. Yenkebayev, S.B., Lukpanov, R.E. and Zhussupbekov, A.Zh. Compari­ son results of static and dynamic load test at the constmction site of Astana. Proc. of Korea-Kazakhstan Joint Geotechnical Seminar. - Incheon, Korea, 2012.-P . 115-121. 3. Zhussupbekov, A.Zh. and Lukpanov, R.E. Geotechnical issues of mega­ projects on problematical soil in Kazakhstan. Volume of Abstracts of АСЕМ' 12. - Seoul, Korea, 2012. - P. 127. 4. Zhussupbekov, A.Zh. and Lukpanov, R.E. Geotechnical issues of mega­ projects on problematical soil ground. Proc. of З"^*^ ICNDSMGE-ZM 2012. - Nicosia, TRNC, 2012. - P. 67-75. 5. Жусупбеков, А.Ж., Утепов, Е.Б., Шахмов, Ж.A., Линг, И.Х. Мо­ дельные испытания свай в центрифуге для нрогноза их поведения в натур­ ных условиях. Журнал ОФМЕ №3, 2013. - М. - С. 7-9. 85 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК624.154/.155:624.138.2 ГРУНТОЦЕМЕНТНЫЕ СВАИ ЗДАНИЙ ПОД ДОСТУПНОЕ ЖИЛЬЕ Зоценко Н.Л., Павликов А.М., Петраш А.В., Нестеренко Т.Н. Полтавский национальный технический университет имени Юрия Кондратюка, Украина В статье проанализировано 3 типа свайных фундаментов для строительства социального жилья. Критерием выбора лучшего из них было максимальное использование ресурса несущей способно­ сти материала сваи. Также в статье представлены результаты опре­ деления прочностных и деформационных характеристик грунтоце- мента и показана диаграмма его деформирования. Three pile foundations types for social housing are analyzed. Maxi­ mum use of its carrying capacity resources was the criterion of selection of the superior type of pile. Results of determination of strength and de­ formation characteristics of soilcement are also presented as well as de­ formation diagram of soilcement. Современный украинский опыт возведения зданий свидетель­ ствует, что в строительной отрасли одинаково остро стоят пробле­ мы обеспечения доступным жильем категорий населения среднего достатка и создания конструкций зданий с фундаментами высокой энергоэффективности. Как свидетельствуют сами производители, на сегодня стоимость жилья составляет почти 8 тыс. грн. за один квадратный метр в зданиях с обычными показателями архитектур­ 86 но-планировочных решений и около 10 тыс. три. в так называемых зданиях элитного типа. Основными причинами сложившейся ситуации в сфере обеспе­ чения граждан жильем являются: низкий уровень механизации тех­ нологических процессов строительного производства, недостаточ­ ное количество этажей зданий, значительная материалоемкость и несовершенство конструктивных систем жилых зданий, высокая трудоемкость строительных работ, в том числе по устройству фун­ даментов. Так технологии изготовления свай должны широко использо­ вать средства механизации ручного труда и быть менее трудоемки­ ми. Способ производства работ по изготовлению свай должен обла­ дать мобильностью и быть максимально независимым от поставок заводов-производителей строительных материалов и конструкций. Указанным требованиям соответствует буросмесительный спо­ соб [1] устройства грунтоцементных свай. Эта технология широко известна в нашей стране и за ее пределами. Она обладает рядом очевидных преимуществ: экономия достигается за счет использова­ ния местных грунтов в качестве заполнителя грунтоцемента; техно­ логичность заключается в используемых машинах и механизмах, позволяющих возводить грунтоцементные сваи надлежащего каче­ ства в слабих грунтах без дополнительного крепления стенок сква- жин,высокая производительность работ. Для примера рассмотрим строительство жилого здания в г. Пол­ таве. Инженерно-геологические изыскания проводились Полтав­ ским филиалом ДП «УкрНДИИНТВ». На рис. 1 представлена рас­ четная схема сваи в основании проектируемого здания, а также фи­ зико-механические характеристики грунтов. В качестве фундамента в этой работе рассмотрены 3 типа свай: • забивная призматическая свая С70.40-5.у весом 2,85 т из бе­ тона класса В25, армированная арматурным каркасом КП70.40-5.1 (4012 А-П); • буронабивная свая из того же бетона В25 диметром 500 мм, длинной 7000 мм, без арматурного каркаса (как будет показано да­ лее, нормальное сечение такой сваи обладает более чем достаточ­ ной прочностью); 87 • грунтоцементная свая на лессовом суглинке 0 500 мм, длин­ ной 7000 мм из содержанием портландцемента М400 в количестве 20% от веса скелета грунта и водоцементным отношением В/Ц = 2,7. Несущую способность всех 3 видов свай по грунту определим по известной из нормативной литературы [2] формуле (1) Расчет произведем в табличной форме (табл. 1), где показаны значения всех величин в формуле (1). Значение hi показано на рис. 1, а величинау^ определялась по табл. Н.2.2 [2]. Таблица 1 Расчет несущей способности свай по свойствам грунтового основания Вид сваи Ус I c R Уу R , кПа А , F ^ ,kH Забивная 1 1 1 1770 0,16 457 Буронабивная 1 1 0,6 742 0,20 248 Грунтоцементная 1 1 0,6 742 0,20 248 88 Для обоснования целесообразности применения того или иного типа свай предлагается проанализировать, насколько используется ресурс несущей способности свай по материалу в комплексе с расходами на их устройство. Несущую способность, описанных типов свай, по материалу определим по формуле, которая приведена в [3], где также указан физический смысл всех величин в этой формуле: f г, ^ ^ N,. = А, + 1 + ^ - 2 Д „ (2) Отметим, что формула (2) по сравнению с другими способами определения предельного продольного усилия 7V„ в поперечном се­ чении сжатой сваи дает более точные результаты [4]. Расчет выпол­ ним в табличной форме (табл.2). Таблица 2 Расчет несущей способности свай по материалу Вид сваи А К Л и , МПа 4 ,м ^ Забивная 0,07 3,22 1,08 13 0,16 2230 Буронабивная 0 3,22 1,35 13 0,20 2600 Г рунтоцементная 0 2 1 1,3 0,20 256 Отметим, что величина К представляет собой отногпение начального модуля упругости к модулю полной деформации рас­ сматриваемого материала. Для грунтоцемента эти величины опре­ деляются из диаграммы его физического состояния (рис. 2). Этот рисунок наглядным образом иллюстрирует взаимосвязь меж­ ду прочностными характеристиками и деформационными свойствами этого материала. Данная зависимость была получена в лабораторных условиях путем испытания сжатием образцов-цилиндров из грунтоце­ мента диаметром 7 см и высотой 28 см. Испытания проводились с равномерной скоростью деформирования образцов. Как видим из табл. 2, несущая способность нормального сечения свай из бетона почти в 10 раз превыгпает эту же величину для грун­ тоцементной сваи, при длине сваи 6 м. В табл. 3 сопоставим значе­ ния несущей способности всех 3 свай по грунту, по материалу с прямыми затратами на изготовление 1 сваи каждого типа. 89 Относительные деформации s Рис. 2. Зависимость между напряжениями и относительными деформациями Таблица 3 Сопоставление несущей способности свай с их ценой Вид сваи Несущая способность Запас несу- щей спо­ собности материала сваи ,% Прямые затраты, грн. по грун­ ту F ^ ,kH по матери­ алу Забивная 457 2230 79,5 2838 Буронабивная 248 2600 90,5 4618 Г рунтоцементная 248 256 3,1 868 Как видим из этой таблицы, бетонные сваи обладают значитель­ ным запасом несущей способности нормального сечения, который не используется. Как следствие, изготовление таких свай требует значительных расходов материальных ресурсов. С другой стороны грунтоцементная свая обладает минимальным запасом несущей способности по материалу и стоимость изготовления этой сваи тоже минимальная. Обратим внимание на то, что несущая способность по грунту сборной сваи почти в 2 раза превышает несущую способ­ ность буровых свай (той же длинны и периметра нормального сече­ ния и ). Учитывая это, было бы целесообразно в табл. 3 увеличить вдвое затраты на изготовление обеих буровых свай. Но даже в этом случае грунтоцементная свая остается наиболее приемлемым вари­ антом фундамента. 90 Когда геологические условия требуют использования свай длиннее, несущей способности материала грунтоцементных свай недостаточно. В таких случаях сваю необходимо армировать арма­ турным каркасом таким образом, чтобы выполнялось условие (3). d ’ (3) где - соответственно площадь арматуры и грунтоцемента анормальном сечении, мм ;^ -расчетное сопротивление на сжатие арматуры и грунтоцемента соответственно, МПа; (Pj, Ф2 - соответственно коэффициент продольного изгиба сваи и коэффициент, учитывающий условия работы и сроки твердения грунтоцемента. Выводы Грунтоцементная набивная свая имеет минимальный запас не­ сущей способности по материалу по сравнению с бетонными. Соот­ ветственно, бетонные сваи имеют значительный ресурс несущей способности по материалу, который не используется, что отражает­ ся на стоимости их изготовления. Исходя из сравнения затрат на изготовление свай 3-х типов, можно утверждать, что использование грунтоцементных свай в качестве фундаментов для социального жилья экономически целесообразно. Литература 1. Петраш, Р.В. Підсйлення існуючйх фундаментів за допомогою бурозміпіувальноі технологіі' /Р.В. Петраш, О.В. Петраш // Збірнйк науковихпраць (галузеве машинобудування, будівнйцтво). - Полта­ ва : ПолтНТУ, 2009. - Вин. 2(24). - С. 136-140. 2. Основи та фундаменти споруд. Основні положения проектуван- ня. Зм1на№1 : ДБН В2.1-10-2009.- К.: МінрегіонбудУкраінй, 2011. 3. Павліков А.М. Нелінійна модель напружено-деформованого ста­ ну косо завантажених залізобетоннйх елементів у за крйтйчній стадіі': Монографія. - Полтава : ПолтНТУ ім. Юрія Кондратюка, 2007. - 259 с. 4. Зоценко, М.Л. Вплив повздовжнього армування на несучуз- датність паль з грунтоцементу / Зоценко М.Л., Павліков А.М. , Пет­ раш О.В.// Строительство, материаловедение, машиностроение// Сб. научн. трудов. - Вып. 65. - Дн-вск, ГВУЗ «ПГАСА», 2012. - 726 с. 91 БЕЛОРУССКИМ НАЦИОНАЛЬНЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ УНИВЕРСИТЕТ С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 691.32.008.6 КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА ГРУНТОЦЕМЕНТНЫХ ОСНОВАНИЙ И ФУНДАМЕНТОВ Зоценко Н.Л., Иванченко В.Г., Ясько С.Г. Полтавский национальный технический университет им. Ю. Кондратюка, г. Полтава, Украина В статье рассмотрен опыт проведения контроля за качеством грунтоцементных оснований и фундаментов с использованием ме­ тодов зондирования уширенным наконечником и прессиометрии. This paper presents results of field studies soil cement elements by cone penetration test broadened tip and pressuremeter test. В современной практике строительства значительное место за­ нимают грунтоцементные основания и фундаменты. Изготавлива­ ются такие конструкции путем разрыхления грунта по глубине непосредственно в массиве с параллельной пропиткой его цемент­ ным раствором до текучего состояния смеси и последующим мно­ гократным перемешиванием. В результате твердения грунтоце­ ментной смеси в массиве грунта природного сложения образуются цилиндрические вертикальные, наклонные или горизонтальные жесткие элементы заданного диаметра и длинны. Известны два основных метода устройства грунтоцементных элементов - буросмесительный, когда разрыхление и переме­ шивание грунта выполняются специальными долотами и струйный. 92 когда эти операции выполняет струя жидкости (цементного раство­ ра). Качество грунтоцемента в значительной степени зависит от тщательности перемешивания смеси. В этом отношении оба метода примерно равноценны. Известны буросмесительные машины, в которых используются долота, элементы которых вращаются в противоположных направлениях. В результате изготовленный при помощи таких долот грунтоцемент, при всех прочих равных усло­ виях, имеет более высокие механические характеристики. Грунто цементные элементы используются в фундаментострое- нии в двух основных направлениях: • в качестве буровых свай, изготовление которых возможно без дополнительных креплений стенок скважин в любых слабых грунтах; • для усиления массива слабых и неустойчивых грунтов путем повышения их механических характеристик, что в практике получило название «армирование грунтов»; таким способом усиливают слабые глинистые грунты (чаще водонасыщенные лессовые), а также рыхлые пески; этим же способом укрепляют оползневые склоны. На основе приведенного выше, следует считать актуальным направлением исследование методов контроля качества грунтоце­ ментных оснований и фундаментов. Согласно существующей нормативной базе, которая с небол­ ьшими отличиями действует на территории СНГ, все методы диа­ гностики грунтоцементных оснований и фундаментов можно разде­ лить на три группы: I группа - методы контроля за процессом изготовления грунто­ цементных элементов; II группа - методы контроля за качеством изготовленных грун­ тоцементных элементов; III группа - методы контроля за несущей способностью грунто­ цементных оснований и фундаментов. При изготовлении грунтоцементных элементов разными спосо­ бами регистрируется определенное количество технологических параметров, на основании которых специалист оценивает и регулирует ход технологического процесса. К этим параметрам относятся: привязка места устройства элементов в соответствии с рабочими чертежами; определение глубины проходки скважины. 93 скорости погружения снаряда в грунт, поданного объема цементно­ го раствора, количества циклов перемешивания текучей грунтоце­ ментной смеси; при необходимости устанавливаются параметры погружения в текучий грунтоцемент стальной арматуры. Качество изготовленных грунтоцементных элементов опреде­ ляют с помощью таких методов: путем бурения ствола элемента колонковым буром с отбором керна для лабораторных исследова­ ний, с использованием гамма и ультразвукового каротажа, а также акустического метода. Колонковое бурение проводится по всей длине элемента с непрерывным отбором керна. По данным анализа керна устанавли­ вают наличие посторонних включений или пустот, а также трещино­ ватость материала. Однако этот метод не достаточно точен вследствие большого различия в размерах диаметров элемента и керна, буровой инструмент может миновать дефект. К тому же бурение керна трудо­ емкий процесс и требует значительных затрат. Таким способом трудно набрать достаточное количество определений, поэтому метод исполь­ зуется только в исключительных случаях. Метод гамма- и ультразвукового каротажа предусматривает наличие в элементе вертикальных каналов для опускания приборов. При этом каналы заполняют водой с целью создания акустического контакта. Точность метода возрастает с увеличением количества каналов. Метод обладает высокой разрешительной способностью, но из-за большой стоимости используется только в ответственных сооружениях - плотинах, опорах больших мостов и пр. Акустический метод достаточно широко применяется для дефек­ тоскопии разного вида забивных свай. Он основывается на ударном возбуждении упругой волны сжатия со стороны свободного конца сваи [1]. При распространении волна отражается от тех участков, где изменяется волновое сопротивление материала, в том числе и от конца сваи. Приемник упругих волн (датчик скорости или ускоре­ ния), установленный рядом с точкой создания возбуждения, прини­ мает прямой и отраженный импульсы. Мгновенные значения этих сигналов, которые пропорциональны скорости или ускорению у торца элемента, фиксируются как временная функция с помощью устройства, которое преобразует их в числовой код и передает на компьютер для дальнейшей обработки. По достоверности акустиче­ ский метод стоит на одном уровне с каротажем. С его помощью 94 в грунтоцементе элемента фиксируются трещины, пустоты, кавер­ ны, включения других материалов, а также однозначно определяет­ ся длина сваи. К методам контроля несущей способности грунтоцементных оснований и фундаментов следует отнести: • статические испытания грунтов грунтоцементными сваями; • статические испытания штампами грунтов, армированных грунтоцементными элементами. Статические испытания грунтов грунтоцементными сваями про­ водятся в соответствии с действующими нормативными докумен­ тами, как и для остальных свай. При этом необходимо учитывать тот факт, что для грунтоцементных свай обязательно определяется несущая способность сваи по материалу. Часто это значение оказы­ вается меньшим, чем несущая способность сваи по грунту. Сжимаемость армированного основания оценивается по резуль­ татам штамповых испытаний. Для этого используются квадратные железобетонные штампы размерами 100x100 см и 120x120 см. Схе­ ма расположения штампа на армированном основании показана на рис. 1. Рис. 1. Схема расположения штампа на армированном основании: а - вид сверху; б - разрез по 1-1: 1 - квадратный штамп; 2 - распределительная подушка из щебня толщиною 0,5 м; 3 - грунтоцементные элементы 95 Следует отметить, что штамп позволяет оценить сжимаемость только верхней части армированной толщи основания, т.е. на глу­ бину не более чем два диаметра штампа. Вся остальная закреплен­ ная толща основания, сложенная, обычно, слоями различной лито­ логии, остается не исследованной. Особенности контроля качества оснований, усиленных армиро­ ванием грунтоцементными элементами, потребовали использования дополнительных полевых методов исследований, обладающих раз­ личной достоверностью получаемых результатов. Можно предпо­ ложить, что в этом направлении существуют значительные возмож­ ности для эффективного учета особенностей конкретных площадок, характеристик исходных компонентов и достоверности методов контроля качества. Указанные методы являются дорогостоящими и требуют дополнительных лабораторных исследований, что не всегда удобно в условиях реальной строительной площадки. По­ этому наряду с этими методами желательно применять скоростные методы исследований, такие как прессиометрический и статичес­ кого зондирования. Все это обусловливает необходимость изучения аспектов и границ применения этих методов. Для исследования эффекта армирования грунтоцементными элементами массива грунта одним из наиболее эффективных, по нашему мнению, является метод статического зондирования уши­ ренным наконечником. В этом методе зондирование выполняется при диаметре основания конусного наконечника, превышающим диаметр штанг в 1,6 и более раз и углом при вершине 30°. При та­ ком соотношении, кроме исключения или значительного снижения трения по боковой поверхности штанг, создаются условия для сво­ бодного вытеснения исследуемого материала в полость, которая образуется между стенками скважины и штангой, что значительно снижает усилие зондирования [2]. Положительными особенностями метода статического зондиро­ вания являются оперативная оценка изменений, которые произошли в грунте вследствие внешних воздействий, а также возможность исследования качества грунтоцементного элемента, что приобрета­ ет особое значение в условиях, когда отбор образцов ненарушенной структуры практически невозможен. Была проведена серия полевых испытаний методом статического зондирования расширенным наконечником грунтоцементных свай 96 в условиях строительной площадки г. Полтавы. Испытания прово­ дились на грунтоцементных элементах возрастом от двух до пяти суток. Во время испытаний на глубине до одного метра было обна­ ружено значительное повышение сопротивления зондированию. Эпюра удельного сопротивления зондированию для такого элемен­ та приведена на рис. 2. 154 15U 145 I4S 147 I4S І4І 144 14.? 147 Удйдъное «опротивленне зондированию q ,МПл Рис. 2. Инженерно-геологический разрез (а) и эпюра удельного сопротивления зондированию расширенным наконечником (б) Предыдущими исследованиями выявлено, что повышение сопро­ тивления зондированию в верхней части элемента вызвано в первую очередь повышенным содержанием цемента, а также более высокой температурой и пониженной влажностью приповерхностного слоя грунта. Следует обратить внимание на тот факт, что сопротивление зондированию грунтоцемента ниже зоны переменных температур по­ казывает уверенное постоянство его механических характеристик по глубине независимо от наличия слоистости основания. Это позволяет утверждать об относительной однородности грунтоцементного эле­ мента по высоте, которая достигнута путем многократного перемеши­ вания смеси в процессе его устройства. 97 Для исследования механических свойств основания, армирован­ ного грунтоцементными элементами, использовался гидравличе­ ский прессиометр Д-76. Прессиометр работает по воздушно­ гидравлической схеме, при которой давление в прессиометре созда­ ется газом (азотом), а деформации измеряются по изменению уров­ ня жидкости (води, антифриза). Диаметр скважины 108 мм, глубина испытания до 25 м, максимальное давление на грунт 40 МПа, длина нагружаемого участка скважины 460 мм, измеряемое радиальное перемещения до 40 мм. Этим прессиометром можно определять мо­ дуль деформации грунтов от 1 до 2000 МПа. Схема расположения зонда прессиометра в армированном массиве показана на рис.З. По результатам прессиометрических испытаний грунтов по глу­ бине определяются: модуль деформации Е,МПа; угол внутреннего трения грунта ф , градусах; удельное сцепление с, кПа [3]. а б Рис. 3. Схема расположения зонда прессиометра в армированном грунтовом массиве: а - вид сверху; б - разрез по 1-1: 1 - грунтоцементные элементы; 2 - прессиометрическая скважина; 3 - зонд прессиометра На рис. 4 показаны сравнительные графики прессиометрических испытаний грунта природного сложения и закрепленного армиро­ ванием основания вертикальными грунтоцементными элементами, изготовленными по буросмесительной технологии. 98 Проведенные исследования подтверждают эффективность при­ менения методов статического зондирования уширенным наконеч­ ником и прессиометрии при контроле качества грунтоцементных оснований и фундаментов. Применение указанных методов расши­ ряет возможности контроля, повышает точность определений его показателей, а также снижает трудоемкость работ. Рис. 4. График прессиометрических испытаний грунтов: 1 - природного состояния; 2 - после армирования основания Литература 1. Городжа, А.Д. Сучасний стан контролю якості залізобетонннх паль i бурових СТОВПІВ / А.Д. Городжа, Б.О. Трощинський, В.П. Ко­ зел // Основи i фундаменти : Міжвідомчнй науково-технічннй збір- ник. - Вин. 30. - К. : КЛУБА, 2006. - С. 3 2. Разоренов, В.Ф. Пенетрационные испытания грунтов./ В.Ф. Разоренов. - М. : Стройиздат, 1968. 3. Трофименков, Ю.Г. Полевые методы исследования строительных свойств грунтов / Ю.Г. Трофименков, Л.Н. Воробков. - Изд. 3-е, перераб. и доп. - М. : Стройиздат, - 1981. 99 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.15 ВЕРОЯТНОСТНЫЙ ПОДХОД к ОЦЕНКЕ НАДЕЖНОСТИ ОСНОВАНИЯ РЕКОНСТРУИРУЕМЫХ ЗДАНИЙ Кичаева О.В. Харьковский национальный университет строительства и архитектуры, г. Харьков, Украина В статье рассмотрены результаты вероятностной оценки напря­ женно-деформированного состояния (НДС) основания реконструи­ руемого здания. The article considers the results of probabilistic estimation of stress- strain state (SSS) of the basis of the reconstructed building. Согласно ДБН В. 1.2-14-2009 «Загальні принципи забезпечення надійності та конструктивно! безпеки будівель, споруд, будівельннх конструкцій i основ», надежностью строительного объекта называ­ ется его свойство выполнять заданные функции на протяжении за­ данного промежутка времени. В связи с современными представле­ ниями, понятие «строительный объект» включает в себя всю систе­ му «основание - фундамент - сооружение» (ОФС) и надежность всей этой системы обусловлена надежностью каждого составляю- іцего её элемента. Согласно Н.Н. Ермолаеву и Михееву В.В. [1], надежность основания является определяюгцим фактором для всей системы ОФС, это согласуется и с мнением Далматова Б.И., что бо­ лее 80% всех аварий зданий и сооружений связаны с недостатками 100 при проектировании, строительстве и эксплуатации именно основа­ ний и фундаментов [2]. Отказом называется событие, заключающееся в переходе через одно из предельных состояний, т.е. под отказом системы ОФС сле­ дует понимать существенное уменьшение (исчерпание) несущей способности хотя бы одного из составляющих этой системы, что может привести к отказу всей системы в целом, результатом чего станет обрушение конструкций или аварийное состояние здания (сооружения). В настоящее время, согласно требованиям нормативных до­ кументов, действующим в Украине, расчет строительных кон­ струкций и оснований выполняются по методу предельных со­ стояний. В соответствии с ними, воздействие на здание пред­ ставляется в виде неких усредненных (зачастую максимальных) детерминированных значений. Влияние возможной изменчиво­ сти этих значений учитывается опосредованно - введением раз­ личных коэффициентов. На самом же деле, факторы, влияющие на НДС системы ОФС, являются случайными величинами: нагрузки и воздействия, прочность и деформативность строитель­ ных конструкций и оснований. Что касается зданий и сооружений, имеющих возраст в несколько десятков лет, разброс значений фак­ торов прочности и де формативности конструкций и оснований зна­ чительно больше. Таким образом, для решения задач надежности реконструируемых зданий может быть применен вероятностный (стохастический) подход. В рамках данного исследования был применен вероятностный подход к оценке НДС здания районной библиотеки в г. Дергачи, построенного 40 лет назад (рис. 1). Двухэтажное здание в плане имеет прямоугольную форму с размерами 25,2 х 11,2 м и высотой « 8,0 м, высота этажа - 3,3 м. Конструктивная схема - несущие про­ дольные кирпичные стены с опирающимися на них ж.б. плитами перекрытия. Стены выполнены в основном из силикатного кирпича, карниз и цоколь - из глиняного, толщина наружных стен - 510 мм, внутренней продольной стены и стен лестничной клетки - 380 мм. Фундаменты ленточные, из бутовой кладки. Глубина заложения подошвы фундаментов - от -2,6 м до -3,6 м (рис. 2). 101 Рис. 1. Главный фасад здания библиотеки Рис. 2. Схема расположения фундаментов (более темным цветом показаны участки с большим заглублением фундамента) В геоморфологическом отношении участок расположен в пределах пойменной террасы р. Лопань. Местоположение участка является неблагоприятным, т.к. в паводковые периоды УГВ может достигать поверхности земли в пойме и она затапливается. На дан­ ном участке выделены шесть инженерно-геологических элементов (табл. 1): 1. ИГЭ-1 - насыпной слой мощностью 0,6 - 1,2 м; 2. ИГЭ- 2 - суглинок гумусированный, тугопластичный, залегает под ИГЭ-1 на глубине 0,6-1,8 м; 3. ИГЭ-3 - супесь твердая, вскрыта в интервале глубин 1,2-2,2 м; 4. ИГЭ-4 - супесь пластичная, вскры­ та на глубинах 1,8-2,7 м; 5. ИГЭ-5 - супесь пестрая пластичная, встречена на глубине 2,2 м и залегает до разведанной глубины 102 2,7 м; 6. ИГЭ-6 - супесь пластичная, залегает под супесью ИГЭ-4 от глубины 2,7 м до разведанной глубины 3,7 м. Грунтовые воды встречены на глубине 2,7 м. Инженерно-геологический разрез с отметкой подошвы фундаментов показан на рис. 3. Таблица 1 Характеристики свойств грунтов Н аим енование характери­ стик, обозначение, единицы изм ерения И нж енерно-геологический элем ент, м ощ ­ ность 1 1 Г) й ГО1 Г) Й тг1 Г) й 1 Г) й 401 Г) Й Плотность грунта р, г/см^ 1,53 1,65 1,72 1,77 1,80 1,82 Удельное сцепление с, кПа 11 12 10 Угол внутр. трения ср, град 21 22 20 Влажность природ, w, д.ед. 0,14 0,12 0,16 Коэфф. пористости е, д.ед. 0,75 0,82 0,69 Показ, текучести Г , д.ед. 0,29 0,43 Модуль деформации, МПа 10 8 13 О тнос отметжи устья С1са . м Ч).9 ^ 0 Расстояние м у ~ ^ ] — Номер СКВ — Г------------------------------------------------------------------------------------ ę p g отметка Грунтовая веща на отметке -3,7 -м е с т о о т О о р е п р о б Рис. 3. Инженерно-геологический разрез вдоль ряда А (оси 1-4): 1 - насыпные грунты; 2 - суглинок тугогшастичный, гумусированный; 3 - супесь твердая, гумусированная; 4 - супесь пластичная; 5 - супесь пестрая пластичная; б - супесь зеленоватая пластичная 103 Кирпичная кладка стен имеет многочисленные трещины с наружной и внутренней стороны стен шириной раскрытия от 0,5 до 15 мм, в том числе и сквозные. Особенно неудовлетворительное состояние кирпичной кладки стен фасадов 1 - 4 и 4 - 1. Также были зафиксированы трещины и во внутренней несущей стене и стенах лестничной клетки, большинство из которых приурочено ко второ­ му этажу; расстояние между плитами покрытия достигает 15 мм. Разрушение кирпичной кладки зафиксировано в местах расположе­ ния водосточных труб, а также в кладке цоколя и карниза здания. Для выполнения численного эксперимента была рассмотрена конечно-элементная модель поперечника здания. Модель была представлена плоскими четырехугольными конечными элементами, работающими в условиях плоской деформации. При этом учитыва­ лась работа всей системы «основание - фундамент - здание» в единой расчетной схеме. Разбивка на конечные элементы расчет­ ной схемы показаны на рис. 4, на котором представлены также напряжения Nz всей системы (т/м^). Рис. 4. Расчетная схема поперечника здания и уровень напряжений в элементах Жесткостные параметры и нагрузки были заданы в соответствии с результатами обследования и нормами проектиро­ вания, при этом изменялись два параметра: 1) модуль деформации грунта Е = 8 МПа, коэффициент вариации v = 15 % и составил 5,2... 10,8 МПа; 2) модуль упругости кладки для силикатного кир­ пича стен здания. Значения снеговой, ветровой и временной нагру- 104 зок приняты детерминированными, в соответствии с нормами. Для построения гистограммы случайной величины (СВ) модуля деформа­ ции грунта основания (Е) использовался метод статистических испы­ таний Монте-Карло. По [1], любой закон распределения может быть разложен вряд по функции нормального распределения и ее произ­ водных, если для разлагаемого закона найдены математическое ожи­ дание, дисперсия и др. характеристики распределения. В связи с этим принято, что значения величины Е распределены по нормальному за­ кону, определено значение математического ожидания Ш е и и стандар­ та Ое, выполнено 2500 статистических испытаний (рис. 5, 6). 100 00% 90 00% 50 00% 40 00% 30 00% 20 00% 10 00% 0 00% Значение модуля деформации грунта, МПа Рис. 5. Гистограмма распределения СВ модуля деформации грунта основания Значение модуля деформации грунта, МПа Рис. 6. Кривая функции плотности вероятности нормального распределения для Е Для определения уровня надежности Н.Н. Ермолаевым и В.В. Михеевым [1] предложено следующее выражение: ( 1) dx - интеграл вероятностей (функция 1 + Ф^ ГПу '' 2 о;]_ 2 гздесь Ф ^ г)= — Je ^ Л/27Г о Лапласа), определяемый по специальным таблицам; z - характеристика безопасности, равная _ Шу _ 2 Оу +Оу (2) где Yi - «внутренний» фактор системы ОФС, характеризующий в данном случае относительной разности осадок (AS/E), которая для 105 данного вида зданий была принята 0,002; Y2 - «внешний» фактор условий работы системы, характеризующий в данном случае уро­ вень неравномерной осадки здания, полученной путем численного расчета по МКЭ (рис. 7). i Область отказаГ 1 I Ни 0 0005 0 001 0 0015 0 002 0 0025 0 003 0 0035 0 004 0 0045 0 005 З н а че н и я отно с и те л ь но й нер ав н о м ер н о с ти осад ок Рис. 7. Распределение СВ неравномерной осадки фундаментов здания библиотеки по результатам численного расчета МКЭ Здесь сравнивались значения осадок в поперечных сечениях зда­ ния, отстоящих друг от друга на 11,4 м; как было сказано выше, две части здания (в осях 1 - 2 и 3 - 4) отличаются и по условиям зало­ жения фундаментов, и по свойствам грунтов основания. По резуль­ татам моделирования статистических данных определены по фор­ мулам (1) и (2) надежность - Н = 0,5735 и вероятность отказа по критерию неравномерных осадок К = \ - 0,5735 = 0,4265. В данном случае надежность является низкой, а вероятность отказа - высо­ кой, т.е. необходимы конструктивные мероприятия, уменьшающие гибкость здания: устройство монолитного пояса, увеличение жест­ кости здания путем устройства обойм в простенках. После усиления и надстройки был выполнен расчет уже 3-этажного здания (рис. 8) и определена его надежность - Н = 0,7224 и вероятность отказа по критерию неравномерных осадок FT = \ - 0,7224 = 0,2776, т.е. после усиления и надстройки надежность увеличилась, однако ее показа­ тель еще недостаточен для нормируемого уровня. На рис. 9 видно, что площадь области отказа в гистограмме рис. 9 меньше, чем в гистограмме на рис. 7. 106 Рис. 8. Расчетаая схема поперечника здания и уровень напряжений (т/м^) в элементах здания, усиленного монолитным поясом, обоймами в простенках и с надстроенным третьим этажом Область отказа 0 0005 0 001 0 0015 0 Оф 0 0025 0 003 0 0035 0 004 0 0045 0 005 З н а ч е н и я о тн о с и те л ь н о й н е р а в н о м е р н о с ти о с а д о к п о с л е у с и л е н и я зд ан и я Рис. 9. Распределение СВ неравномерной осадки фундаментов здания библиотеки по результатам численного расчета МКЭ после усиления и надстройки Выводы 1. Для вероятностных расчетов оснований реконструируемых зданий возможно использовать статистические данные СВ свойств грунтов (в частности, модуль деформации Е). 2. При определении уровня надежности одной из частей системы можно воспользоваться методом статистических испытаний Монте- Карло. 107 Значения относительной неравномерности осадок Рис. 10. Распределение СВ неравномерной осадки фундаментов здания библиоте­ ки по результатам численного расчета МКЭ до и после усиления и надстройки 3. Вероятностный расчет более информативен и дает не такой однозначный результат, чем детерминированный, т.к. в данном слу­ чае последний показал, что условие по неравномерности осадок вы­ полняется (значение AS/L составило 0,00132, что меньше чем пре­ дельно допустимого 0,002). 4. Зная нормативный уровень надежности для конструкций и сооружений, можно выбрать такое техническое решение усиления системы ОФС, которое бы обеспечивало этот уровень надежности. Литература 1. Ермолаев, Н.Н. Надежность оснований сооружений / Н.Н. Ер­ молаев, В.В. Михеев. - Л. : Стройиздат, 1976. - 152 с. 2. Далматов, Б.И. Основания и фундаменты. Ч. 2. Основы гео­ техники : учеб.для вузов / Б.И. Далматов. - СПб. : АСВ, 2002. - 392 с. 108 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.15 + 624.131:561.5 ПУТИ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ КОНСТРУКТИВНО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ПРОЦЕССА УПЛОТНЕНИЯ ГРУНТОВ ТЯЖЕЛЫМИ ТРАМБОВКАМИ Клебанюк Д.Н., Пойта П.С., Шведовский П.В. Брестский государственный технический университет, г. Брест, Республика Беларусь В статье приведены результаты исследований по оптимизации размеров и форм подошвы трамбовок, а соответственно массы, вы­ соты сбрасывания, расстояния между точками уплотнения, техно­ логия и организация производства работ с учетом как инженерно - геологических условий, так и конструктивно - технологических па­ раметров и факторов. Results of researches on optimization of the sizes and forms of a sole of tampers, and respectively a weight, heights of a sbrasyvaniye, distanc­ es between consolidation points are given in article, technology and the works organization taking into account both inzhenemo - geological conditions, and is constructive - technological parameters and factors. Анализ исследований [1, 2, 3] показал, что с увеличением модуля деформации грунтов Ео в естественном состоянии требуется уменьшение диаметра трамбовки dxp и при прочих постоянных условиях (естественная и требуемая плотности сухого грунта 109 и р™^, мощность уплотняемой толщи , энергия удара M j описывается следующими зависимостями: jlp=41.68-lg(i?o-1 .37) + 0.79 (1) (2)rf^^=14.07•i?o-'■'^-2.56 с индексами корреляции -Щ =i?2 =0.998 и суммой квадратов от­ клонений - =0.498, S2 =0.556 . При этом уменьшение d^p возможно до определенных пределов, так как при d^p < 1-0 м происходит разуплотнение грунта с образованием зон выпора за пределами пяты трамбования. Выявлено также, что чем больше мощность уплотняемого слоя Ну„, тем d^p (при прочих постоянных условиях) должен быть меньше и зависимости между ними имеют следующий вид: d i p = -3 .051§(Я ^ -0.36) + 7.94 (3) (4)d'^ =10 0 1 Я с индексами корреляции - Щ =0.994; =1.0 и суммой квадратов отклонений - =0.321, S2 =0-244 . А это определяет необходимость при уплотнении грунтовых толщ большой мощности одновременно с увеличением d^p увели­ чивать массу трамбовки М и высоту сброса Н. При этом, чем больше требуемая плотность сухого грунта , тем d^p (при прочих постоянных условиях) должен быть меньше и зависимости между ними имеют следующий вид: j l^ = - 0 .1 3 - lg ( p 7 - 0 .7 7 ) + 1.8. 4=0.49•(p7r°■^^+1•51 (5) ( 6) 110 с индексами корреляции - R2 = 0.999 и суммой квадратов отклонений - 5*^ =0.0017, S 2 =0.009 . Следует отметить, что наибольшая эффективность уплотнения грунтовых оснований достигается при оптимальной влажности грунтов "^опт ■ При влажности ниже требуется большая энер­ гия на разрушение существующей и формирование новой структу­ ры, что и обуславливает уменьшение глубины Ну„ при некотором повышении степени уплотнения. Так, например, для глинистых грунтов снижение влажности ниже оптимальной на 4 - 5% приво­ дит к уменьшению глубины уплотнения Нуп до 15 - 20%. На рис. 1 дан график зависимости = / ( w ) , который показы- _тахвает, что максимальное значение плотности сухого грунта р^ достигается при , причем с увеличением содержания глини- .,тахстых частиц значение р^ возрастает. Рис. 1. График зависимосш плотаосш сухого грунта (р^) от влажносш( w ): 1 - песок пылеватый; 2 - супесь пылеватая; 3 - супесь моренная (гшасшчная); 4 - суглинок моренный 111 Отсюда следует, чем однороднее грунт, тем его плотность будет выше при одних и тех же энергозатратах на уплотнение. Рис. 2. Графики зависимости изменения влажности грунтов w и плотности сухого грунта рй от энергии удара ^ / Щ ■ : 1 - пески пьшеватые; 2 - супеси пьшеватые; 3 - супеси пластичные; Исследования по изменению влажности ( w ) и плотности сухого грунта (pd) при уплотнении тяжелыми трамбовками [2, 3] (рис. 2) показал, что чем больше энергия удара {^JMgH), тем w меньше. При этом практически для всех видов и состояний грунтов наибольшее снижение w характерно на первоначальном этапе уплотнения и даже при малой энергии удара. Увеличение энергии удара обуславливает уменьшение w , но оно очень незначительное. Что касается изменений р* то оно имеет обратную тенденцию, т. е. при увеличении энергии удара pd увеличивается и, особенно, на начальном этапе уплотнения. Расчетные зависимости для связей этих величин, т.е. w = f Q M g H ) VL р^= f (^MgH) и параметры их достоверности приведены в табл. 1. 112 Расчетные зависимости и параметры их достоверности Таблица 1 Грунт Общий характер зависимостей. Расчетные зависимости Коэффициент корреляции, R Сумма квадра­ тов отклонений, Супеси пластич­ ные w = +с w = +22.08 0,999 0,12 Супеси пылеватые щ = +16.04 0.999 0,16 Пески пылеватые щ = +12.38 10 0,07 Пески пылеватые P d =a■lg(^/MgH +Ь) + с = 0.67 • \g{^MgH +1.54) +17.6 0.995 0,204 Супеси пылеватые = 0.93 • +10.16) +19.7 . 0.999 ^ 0,066 Супеси пластич­ ные Pj = 0.41 • lg(,jMgH + 4.05) + 24.64 0.9750,19 Не менее существенной является и проблема минимизации энер­ гетических затрат на уплотнение грунтовых оснований. Исследова­ ния [3, 5] показали, что увеличение массы трамбовки зачастую обеспечивает не только требуемую степень уплотнения (глубину отпечатка) с минимальными энергетическими затратами, но и равномерное распределение плотности по глубине. В качестве расчетных предложены следующие зависимости: _ P 7 - P d тр Fd ■ н (7) 113 l 8 M N ( 1 - v ^ ) - w (8) где и - плотность сухого грунта соответственно до ипосле уплотнения, 7 3 ; ^уп - глубина уплотнения, м; М - масса / см трамбовки, т; Н - высота сброса трамбовки, м; гг - безразмерный коэффициент; диаметр трамбовки, м; Eq - модуль деформации уплотняемого слоя грунта, МПа. Линейная зависимость между глубиной отпечатка h^ mn и количеством ударов ( и ) характерна в основном при уплотнении грунтов природного сложения и намывных уплотнившихся. Для свежеотсыпанных грунтовых массивов глубина отпечатка на 20- 25 % больше при одном и том же числе ударов. По результатам экспериментальных исследований П.С. Пойта [3] предложил расчетную зависимость для глубины отпечатка S в зависимости от количества ударов п : S = п ■ ctgę + A2.Q, (9) где ф - угол наклона прямой, характеризующей зависимость затрат энергии на уплотнение грунта А от глубины отпечатка ■ Значение угла ф по данным [1,3] зависит от вида уплотняемого грунта и массы трамбовки и для трамбовок массой до 15 т ф обычно не превышает 25 ° , но в зависимости от вида грунта он может изме­ няться в пределах - 10 ^ 45 ° . Однако следует отметить, что данный подход является достаточ­ но приближенным, что подтверждается графиками зависимости S = f{n ) и .S' = f {A) , т. е. связи глубины отпечатка S от количества ударов п в одной точке до уплотнения грунта до отказа (< 5 см) и работы А ^затрачиваемой на создание этого отпечатка (рис. 3). Аналогичные особенности характерны и для функциональных связей S = Ц>{А) . Расчетные зависимости S = f i n ) м S = (р(А) при­ ведены в табл. 2. 114 15 30 45 60 75 90 105 3 А, -10 кДж 3 i 12 / ' '' 4 S, cm Рис. 3. Графики зависимости глубины отпечатка S от количества ударов п (а) и от работы А, затрачиваемой на его формирование (б)\ 1 - пески; 2 - супеси; 3 - глины; 4 - суглинки; 5 - суглинки и глины пластичные и водонасыщенные 115 Таблица 2 Расчетные зависимости Грунт Общий характер зависимостей. Расчетные зависимости Коэффициент корреляции, R Сумма квадратов отклонений, S S = а- \g{n +Ь)-\-с Пески = 36.12 lg(n + 3 .3)-0 .3 100,869 Супеси 5 = 14.67 lg (« -4.2)+ 60.8 0.9961,51 Глины S = 65.6 • \фг + 2.9) - 69.5 0.9962,51 Суглинки ^ = 122.2 lg(« + 10.9)-278.4 101,63 Суглинки и глины пластич­ ные 5” = 467 ■ \g(n + 70.2) -1.9-10^^ 0.9972,44 S = а- lg(n + b) + c S - a - +c S - a - A ^ + c Пески S = 53.08 • lg(^ + 12.2) - 74.9 0.9863,56 Супеси ^ = 0.025 .4 2 ^ 2 +83.5 0.998 0,74 Глины ^ = 66.4 12.0 0.998 1,22 Суглинки ^ = 5.76 +22.3 0.999 2,45 Суглинки и глины пластич­ ные S = +41.8 0.948 2,26 116 Вместе с тем следует отметить, что для уплотнения грунта до требуемой плотности р можно выбрать и трамбовки другого диаметра , но в этом случае изменятся энергозатраты на уплот­ нение. Например, при большем необходимо будет выполнить больше ударов в каждой точке, а зона уплотнения практически не увеличивается. При меньшем d^p требуемая плотность может быть достигнута и при меньшем количестве ударов, т. е. снижении энер­ гозатрат, но при этом зона уплотненного грунта резко уменьшается. Результаты исследований позволили построить расчетные номо­ граммы для определения диаметра трамбовки dmp = / {Нуп 5 Ктп ’ ^ отп ) И расстояний мсжду точками трамбования тр Муп^Ктп) (рис. 4 и 5). Рис. 4. Номограмма для определения диаметра трамбовки 117 Л Л 0 hu " ' 0X- Л-в- л А 3 А А 0 Т7Ў~ Р рп р \ 5~ \ \ \ \3“5~ \ \ \ \w 5~ \ \ \ \ \ \ \ \ о \ о \ пт~ г~ i М Рис. 5. Номограмма для определения расстояния между точками трамбования На основе анализа имеющихся исследований и производственного опыта [1- 5] составлена таблица рекомендуе­ мых конструктивно - технологических параметров процесса уплот­ нения грунтовых оснований тяжелыми трамбовками (табл.З). Проведенные исследования позволяют отметить, что оптимиза­ ция конструктивных параметров трамбовок ( , формы подогпвы, М ) и технологических {Н , I) и процесса уплотнения требует полного и достоверного учета как инженерно - геологических усло­ вий, так и конструктивно - технологических параметров и факторов. 118 Таблица 3 Рекомендуемые конструктивно - технологические параметры уплотнения грунтовых оснований № № п / п Т ол щ и н а уп л отн я ­ ем ого сл оя , Ну„,Ш М ассы тр ам ­ бовк и М , т Д и а ­ м етр тр ам ­ бов к и , В ы ­ сота сб р о ­ са, Я , \1 Ч и с­ ло у да­ ров по од­ ном у сл е­ ду , п Г л уби ­ н а от­ п еч ат­ ка, h , \| Г л и н и ­ с т ы е г р у н т ы П е с ч а ­ н ы е г р у н ­ т ы 1 2 3 4 5 6 1 8 1 до 2,0 до 2,2 до 2,5 до 1,2 6-8 12-14 0,6-0,8 2 2,0-2,5 2,2-2,5 2,5-3,5 1,2-1,6 6-8 12-14 0,6-0,8 3 2,5-3,0 2,5-3,5 3,5-5,5 1,6-1,8 6-8 12-14 0,7-0,8 4 3,0-4,5 3,5-4,8 5,5-6,5 1,8-2,0 6-8 12-14 0,8-0,9 5 4,5-6,0 4,8-6,9 6,5-10 2,0-2,4 8-10 10-12 0,8-0,9 6 >6,0 >7,0 10,0-15,0 2,4-3,5 8-10 8-10 0,9-1,0 Выявление взаимозависимости между диаметром и массой ^ трамбовки, исходной влажностью w , глубиной отпечатка , энергией удара -^MgH , работой А и числом ударов п , расстояни­ ем между точками уплотнения /, соотношением плотностей сухого грунта p f“/ , модулем деформации позволили построить р7 расчетные номограммы и разработать рекомендации по выбору оп­ 119 тимальных конструктивно ния грунтовых оснований. технологических параметров уплотне- Л и т е р а т у р а 1. Пойта, П.С. Влияние физико - механических свойств уплот­ няемого грунта на оптимальный диаметр трамбовок / П.С. Пойта // Строительство. - 2003. - №1. - С. 243-247. 2. Пойта, П.С. Оптимизация технологических параметров уплотнения грунтов тяжелыми трамбовками / П.С. Пойта // Строи­ тельство и архитектура : Вестник БрГТУ. - 2003. - №1 (19). - С. 109- 110. 3. Пойта, П.С. Особенности формирования зоны уплотнения грунтов при уплотнении грунтового основания тяжелыми трамбов­ ками / П.С. Пойта, П.В. Шведовский, Д.Н. Клебанюк // Матер. XVIII Межд. науч.-метод, семинара «Перспективы развития новых технологий в строительстве и подготовка инженерных кадров в Республике Беларусь» ПГУ, Новополоцк, 2012. - С. 189-196. 4. Грунтовые основания, уплотнение тяжелыми трамбовками. Порядок проектирования и устройства : ТКП 45-5.01-107-2008 (02250). - Введ. 08.09.2008. - Минск: Министерство архитектуры и строительства Республики Беларусь, 2008. - 33 с. 5. Шведовский, П.В. Влияние конструктивных параметров и особенностей формы подошвы тяжелых трамбовок на формиро­ вание свойств грунтов в зоне уплотнения / П.В. Шведовский, П.С. Пойта, Д.Н. Клебанюк // Строительство и архитектура : Вест­ ник БрГТУ. - Брест, 2013. - № 1, - С. 20-23. 120 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.151:550.834.015.2 УПРОЧНЕНИЕ СЛАБОГО ОСНОВАНИЯ СТОЛБАМИ В ДОРОЖНОМ СТРОИТЕЛБСТВЕ Клосиньски Болеслав, Гаевска Беата, Научно-исследовательский институт мостов и дорог, г. Варшава, Польша Изложены различные виды упрочнения слабых грунтов при по­ мощи столбов в дорожном строительстве, особенности их проекти­ рования и устройства. In article various types of hardening weak soils by means of columns in road construction are stated, features of their design and arrangement are explained. Упрочнение или улучшение основания является обычной еже­ дневной практикой в дорожном строительстве. Все чаще дороги строят на мало пригодных для застройки территориях. В земляных сооружениях используют местные грунты или отходы производ­ ства. В Польше внедрено много новых технологий, создающих бо­ гатые возможности для упрочнения и улучшения оснований. Различают методы поверхностного упрочнения, используемые непосредственно на поверхности дорог, и глубинного - даже до 20- 30 м. Различные вопросы, касающиеся упрочнения оснований и улучшения свойств грунтов, отражены в «Рекомендациях по упрочнению оснований в дорожном строительстве» [26] и во мно­ гих монографиях [например, 18]. В статье рассмотрены различные виды столбов для упрочнения оснований насыпей. 121 1. Объем и цели упрочнения основания дороги Цель упрочнения зависит от строительных задач и грунтовых условий. К ним относятся: увеличение несущей способности и снижение осадок сооружений, исключение потери устойчивости (при сдвиге или оползнях), обеспечение откосов выемок склонов и защита близлежащих конструкций, предотвращение разжижения грунта и стабилизация структуры грунтов основания. Основание должно обеспечить требуемый запас прочности и устойчивости в течение всего срока службы сооружения. В соответ­ ствии со стандартом PN-S-02205: 1998 [14] и Правилами MT1GM [19], расчетная осадка поверхности насыпи (сумма осадок ее тела, основа­ ний упрочненного и природного) после возведения не должна пре- выгпать 10 см. Последующая эксплуатационная осадка не должна вы­ звать наругпения профиля поверхности, особенно у объектов с мало податливыми фундаментами, у которых осадки насыпи и объекта должны быть идентичными. При несоблюдении этих требований сле­ дует придать иную форму сооружению или изменить свойства основа­ ния. Одним из наиболее часто используемых способов лечения явля­ ется создание упрочняющих столбов. Необходимость упрочнения основания возводимого земляного сооружения возникает тогда, когда в нем имеются грунты с малой или недостаточной несущей способностью: • малопрочные (Сц до 50 кПа без дренирования и CBR < 3) и сильносжимаемые (модуль деформации до 5 МПа), прежде всего органические и насыпные (антропогенные); • с неустойчивой структурой (текучие, просадочные - лессо­ вые, подверженные суффозии, склонные к разжижению и т.д.); • на территориях оползневых, карстовых и подверженным де­ формациям при горных работах. Описание методов испытаний слабых грунтов при их уплотне­ нии содержится в Руководстве [26]. Испытание должно выполнять­ ся в соответствии с Инструкцией по испытаниям грунтовых основа­ ний дорожных и мостовых сооружений [8] и Еврокодом ЕС7-2. Вы­ бор методов упрочнения и основ проектирования отражен в [3]. 2. Глубинное упрочнение основания столбами Среди преимуществ такого упрочнения основания можно выде­ лить: адаптацию длин столбов к мощности слоев слабых грунтов. 122 причем эти их длины меньше чем у свай, большую скорость изго­ товления, малый шум во время работ (за исключением выштампов- ки), опрессовку грунта вокруг столбов. Имеется много групп методов глубинного упрочнения и специ­ альных технологий. Они подробно рассмотрены в Руководстве [26] и публикациях [1,2,4,5, 7, 10, 18, 23, 24], где содержатся общие указа­ ния по выбору типа столбов для различных грунтов. Следует учиты­ вать, что целесообразность и эффективность использования каждого метода зависят не только от типа грунта, но и от его свойств, которые могут изменяться в очень широком диапазоне. В этой статье представлены приемы устройства в слабых слоях столбов, которые располагают по регулярной сетке (квадрат, тре­ угольник и др.). Для столбов используют щебень и гравий или их выполняют методом динамической замены слабых грунтов на из­ весть или цемент (столбы DSM), на цементный раствор или бетон низкого класса (столбы СМС), либо по технологии струйной цемен­ тации. В результате создается слой композитного материала с повышенными параметрами прочности. Следует отличать столбы упрочнения от свай с высокими осевой прочностью и жесткостью на изгиб при армировании по всей длине или на ее части. Осадки свай при вдавливании невелики. Столбы упрочнения основания являются своего рода армированием слабого грунта (рис. 1) и могут быть податливыми, частично податливыми или жесткими. Принцип их работы отличается от фундаментов на сваях, которые передают 100 % нагрузки на несущее основание; грунт между сваями не должен садиться (или даже привести к их погружению от отрицательного трения). • f ■ ~ł f \ t i 4 Ъ «4 warstwa słaba ^4 4 4 4 4 mocne podtoże Рис. 1. Основы вьшолнения свай и колонн, упрочняющих основание 123 в случае столбов осадка земной поверхности, например, насыпи, вызывает осадку одновременно со столбами. В столбах возникают силы, спрессовывающие материал в их головах, а на их боковых поверхностях сдвигающие напряжения. В верхней части слабого слоя напряжения направлены вниз и догружают столб (через нега­ тивное трение), а в нижней части и в более глубоком несущем слое напряжения сжатия направлены вверх и вместе с отпором основа­ ния «поддерживают» столб. Сущность изготовления столбов - это увеличение прочности ар­ мируемого ими слабого слоя. В некоторых методах выполнения столбов улучшаются также свойства окружающего грунта - за счет распора в стороны, облегчения дренажа излишков воды или под действием эффекта стабилизации вяжущим (известь, цемент). Столбы, в отличие от свай, не требуют большого заглубления в несущий грунт - как правило, от 0,5 до 1 м, т. е. чтобы обеспечить хорошее защемление в прочном основании. Во время передачи нагрузки нижний отрезок столба вдавливается в несущее основа­ ние. В этой фазе все столбы и вся насыпь достигают значительной осадки, лишь бы это не было во вред. Со временем наступает кон­ солидация основания и слабого слоя, а осадки быстро стабилизи­ руются. В результате упрочнения основания осадки после выполне­ ния конструкционных слоев у поверхности становятся незначи­ тельными и уже оказываются в допустимых границах. Стоит отметить, что у столбов не стоит назначать размеры как у свай, заглубляя в прочное основание. Не следует также их загру­ жать пробными нагрузками как сваи - до 150% от расчетной нагрузки. Выполнять эти столбы можно одновременно со сваями. Если определяют размеры столбов согласно норм на сваи PN-B- 02482-1983, то должны выполняться требования, касающиеся свай, т.е. размеров, прочности материалов, заглубления в несущий слой грунта и Т.П., а также контроля с помощью пробных испытаний. Несущая способность основания и столбов при передаче боко­ вых сил, а особенно изгибающих моментов невелика, поэтому в таких случаях упрочнение основания столбами может быть мало эффективным. Тонкие столбы «жесткие», из материалов очень прочных (например, бетонные, вибробетонные, инъекционные), по­ сле излома практически теряют способность восприятия боковых сил, а также в большой степени горизонтальных. 124 Разные виды столбов отличаются жесткостью (или гибкостью). Наиболее сильно податливые столбы несвязные (гравийнокамен­ ные, песчаные в оболочках из геосинтетики, вытрамбовываемые ударами), жесткие - формируемые методами глубинного переме­ шивания DSM или вибробетонные, а ниболее жесткие (приближен­ нее к сваям) - буросмесительные или инъекционные. Жесткость столбов зависит более от способа формирования, а также от при­ мененных материалов, например, от их прочности. Более мощные и довольно с однородными свойствами столбы формируются из контролируемого раствора или бетона. Более податливые столбы из смеси связующего с грунтом - менее однородны, с локальными зо­ нами более слабыми с не вполне правильными параметрами. Ос­ новные данные о разных типах столбов приведены в таблице Вид столбов Типовые диаметры, ем Типовая /макеим. глубина, м Типо- вая/макеим. нееущая епо- еобноеть N*, кН г равийно-каменные 40-80 8/20 250-500 Вибробетонные 28-42 12-25 300-700 Песчаные в геотекстильных обо­ лочках 60-150 10-25 - Ударноштампованные (замена динамическая) 30-60 10-25 400-750 Инъекцинные (струй­ ная цементация) 200 3/6 1500-2000 Г дубинное перемеши­ вание сухое и мокрое 60-150 (240) 12/25 слабые 300- 500 кПа; проч­ ные 1-10 МПа Формируемые микро­ взрывами 60-120 10/30 — Упрочненное основание столбами является своеобразным ком­ позитом, параметры которого определяют как осредненные значе­ ния с учетом перекрывания полей составных элементов. 125 Для обеспечения равномерного опирания насыпи на относитель­ но жесткие столбы и передачи нагрузки на их головы выполняют над ними слой из уплотненного механически щебня, обычно арми­ руемого геосинтетиками (геотекстиль, георешетка). В данном слу­ чае имеем дело с так называемым матрацным усилением. Для этих матрацев следует использовать геосинтетики жесткие с низкий пол­ зучестью, чтобы избежать чрезмерных и неравномерных деформа­ ций опирающихся земляных сооружений. Контролем качества работ во время выполнения столбов являет­ ся постоянный мониторинг таких параметров, как длина столба, продолжительность процесса и количество используемого материа­ ла. При дорогих работах рекомендуется выполнение тестов на пробных насыпях, особенно измерения осадки во времени и прочности грунта в основании. Хорошим примером является строительство Национального ста­ диона в Варшаве [23], где проекту реконструкции предшествовали технологические пробы и испытания несущей способности свай и столбов. В группе из четырех опытных гравийно-бетонных стол­ бов длиной по 7 м, выполненных по технологии виброзамены, при нагрузке до 2250 кН осадка составила 6 мм. На основании получен­ ных результатов определена жесткость при упрочнении 80 000 кН/м^, а без усиления - около 18 500 кН/мЗ. Несущая спо­ собность упрочненного столбами основания оценена в 560 кПа. Также выполнено испытание инъекционного столба 01000 мм ди­ ной 8 м. При усилии 3000 кН осадка составила 9,9 мм. Жесткость столба при ожидаемом загружении в конструкции оценена в 400 000 кН/м^, т.е. приблизительно как у буровой сваи среднего диаметра. Контрольная проверка параметров позволила рациональ­ но запроектировать заложение объектов стадиона на упрочненном основании. 3. Выбранные методы выполнения столбов 3.1. Методы вибрационного формирования столбов Методы вибрационные принадлежат к наиболее часто использу­ емым. Они заключаются в уплотнении грунта или формированию столбов в грунте. Существуют различные типы методов [17, 26]. Ниже описан вибрационный способ формирования столбов. 3.1.1. Виброзамена. Метод основан на образовании в слабом грунте столбов каменных или из гравия, армирующих 126 и дренирующих грунт. Такие столбы повышают его несущую спо­ собность, уменьшают и ускоряют осадки. Их применяют в основном в мягкопластичных суглинках и глинах, в слоях торфа, ила или плывунов в несколько метров. Метод полезен при упрочне­ нии неконтолируемых насыпей, в том числе из строительного му­ сора, шлака, зол уноса и др. Следует заметить, что колебания от вибратора могут привести к разжижению связных грунтов с тиксотропными свойствами и высокой структурной чувствительностью. В методе выброзамены используют вибратор глубинный в трубе при соосной подаче щебня на дно скважины. Во избежание разрых­ ления грунта его заглубляют без нагнетания воды, а при извлече­ нии может закачиваться сжатый воздух. При формирования столба щебень вдавливается в окружающий грунт, что изменяет его меха­ нические свойства. Сильная водопроницаемость столба способству­ ет вытеснению из грунта воды и снижению норового давления. Со­ здание в основании относительно жестких столбов снижает его сжимаемость и осадки, а также ускоряет консолидацию. Гравийные столбы ведут себя как податливые колонны. При со­ осном сжатии и поперечном расширении - распоре возникает отпор окружающего слабого грунта, который препятствует чрезмерной деформации. В чрезвычайно слабых грунтах (например, сильно об­ водненных торфах) боковой отпор слишком мал, поэтому подавае­ мый материал расползается и смешивается со слабым грунтом без обеспечения осевой жесткости столба. Типичные нагрузки, воспринимаемые столбами из гравия ко­ леблются от 250 до 300 кН. При длительном нагружении наступает консолидация связного грунта и перераспределение напряжений, сопровождаясь некоторыми дополнительными осадками. В целях ускорения мобилизации сопротивления грунта и ограничения по­ следующих осадок применяется обычно предварительное периоди­ ческое загружение упрочняемого основания грунтовой пригрузкой. Контрольные испытания гравийных столбов включают исследо­ вания зернового состава применяемого щебня и динамическое зон­ дирование в теле столбов для подтверждения заложенной в проекте степени уплотнения и осадки. Иногда выполняют пробное загру­ жение столбов или основания, упрочненного группой столбов. 127 3.1.2. Виброцементные и вибробетонные столбы. Такие стол­ бы выполняют из щебня с цементным связующим в очень слабых грунтах (торфы, илы) при помощи погружных вибраторов «шлюзо­ вых» с трубой по центру для подачи материала в забой скважины. Диаметр столба зависит от сопротивления окружающего грунта и традиционно составляет около 60 см. Во время создания виброце- ментного столба в прессуемый материал нагнетается цементный раствор. Столбы вибробетонные выполняют из прессуемого бетона «трамбуемой» консистенции класса В10 и В25 или конструкцион­ ного В25. В процессе их формировании вибратор может многократ­ но погружаться и извлекаться с целью раздвижки материала в стороны и увеличения диаметра. 3.2. Столбы из песка или наполнителя в оболочке из геотекстиля Столбы, создаваемые методом свай Franki при заполнении пес­ ком геотекстильного «рукава», использовались в стране уже в 90-х годах XX века. В последнее время этот тип столбов был усовер­ шенствован. Их используют в экстремальных грунтовых условиях - в многометровых слоях очень слабых грунтов (торфов, болотных и мягко пластичных илов). Они являются альтернативой старым методом «втапливания» насыпей из минеральных грунтов в такие слабые основания. Разработанный в Германии метод базируется на формирования столбов 0 800 мм в погружаемых и извлекаемых стальных обсадных трубах с закрываемыми внизу клапанами. Тру­ бы диаметром до 1500 мм заглубляют тяжелыми сваебойными агре­ гатами с выемкой из них разработанного грунта. В заглубленную трубу погружают геотекстильный рукав большой прочности, тка­ ный «по кругу» (без шва), который заполняют песком и извлекают трубу вибратором. Такие методы применены в при строительстве автомагистрали А2 и подробно описаны в [21]. Укреплены там очень слабые основания из обводненных грунтов органических на беспрецедентную глубину до 28 м с соблюдением рекреационных требований в отношении осадок дорожного полотна при контроле качества по разработанной системе мониторинга. 3.3. Глубинное перемешивание грунта Глубинное перемешивание (Deep Soil Mixing - DSM) предусмат­ ривает устройство (рис. 2) в основании столбов (одиночных, в виде стен, ростверков или блоков) из местных грунтов, в смеси со связу- 128 ющим, подаваемым насухо (сухое) или мокрым (влажное). В сухом методе обычно применяют цемент или смесь цемента с известью, в мокром - различные цементы с добавками металлургических шлаков или золы уноса. Метод DSM используют для упрочнения толстых слоев (даже более 20 м) слабых связных грунтов, илов и торфов, если их трудно заменить или укрепить другими методами. Рис. 2. Вьшолнение столбов по технологии DSM двойным смесителем, исполнитель: ООО Куллер Польша Сущность процесса заключается в рыхлении грунта и перемешивании (или частичной замене) со связующим механиче­ ски или гидравлически (т.е. с участием струйной инъекции в мокром способе). Диаметр столбов DSM, выполнямых сухим спо­ собом, составляет от 0,6 до 1 м (как правило, 0,6 и 0,8 м), а мокрым способом - от 0,4 до 2,4 м (обычно от 0,8 до 1,5 м); длина - обычно до 10 м (максимально до 20 м). Столбы обычно размещают по пра­ вильной сетке и рядами (соприкасаемые или пересекаемые). Разли­ чают столбы тонкие «минисваи» диаметром до 200 мм из слабого 129 грунта, смешиваемого шнековым буром с цементно-песчаными смесями. Их длины составляют от зЗ до 10-12 м, а число - от 1 до 2 на м^ . Столбы, выполняемые методом глубинного перемешивания грунта, могут нагружаться только через пару недель после их изго­ товления, что позволяет быстрее (например, по сравнению с консолидацией при помощи дрен) достигать пропускной способ­ ности дороги в сложных грунтовых условиях, глубинное переме­ шивание, в зависимости от грунтовых условий, используется для упрочнения основания, увеличения его несущей способности и повышения прочности с уменьшением осадок под дорожными или железнодорожными насыпями, подъездами к мостам, стабили­ зации блоков грунта (обычно глубиной от 2 до 5 м), формирования противофильтрационных барьеров или предотвращения осыпания рыхлых песчаных грунтов. Пригодность метода ограничена в грунтах с препятствиями, за­ трудняющими их перемешивание, или если имеются вредные хи­ мические вещества и т.п. Для ограничения количества потребного связующего в данном месте должны проводиться предварительные испытания пробных образцов смесей в лаборатории или выпол­ няться пробные столбы на объекте. В грунте с большим содержа­ нием органики следует проверить возможность получения необхо­ димой прочности, проницаемости и долгосрочной стабильности. При методе перемешивания насухо прочность на сжатие стаби­ лизированного грунта возрастает от 10 до 40 раз, а его несущая спо­ собность составляет 100-150 кПа. При мокром методе перемешива­ ния прочность на сжатие известково-цементных столбов достигает от 1 до 10 МПа, в зависимости от свойств грунта и количества ис­ пользуемого связующего. Очень большой прочности достигают столбы с использованием смеси цемента и гранулированного до­ менного шлака. Однако в органических грунтах их прочность зна­ чительно меньше. В свежий столб можно погружать арматурный каркас или стальной прокатный профиль. При контроле свежевыполненных столбов DSM отбирают про­ бы для лабораторных испытаний на сжатие. В некоторых случаях можно взять образцы после отверждения. После окончания работ иногда выполняют пробные испытания столбов нагрузкой. 130 Разные решения описаны в публикациях [22,24,25], а их выпол­ нения и проектирования - в нормах т EN 14679:2005 [16]. 3.4. Столбы буросмесительные При устройстве столбов упрочнения основания применяют ме­ ханизмы для выполнения буросмесительных свай по системе без выемки грунта посредством бура, вытесняющего грунт в стороны. Столбы такие упрочняют основание, уплотняя рыхлые пески или «армируя» слабые связные и органические грунты. Столбы из бето­ на менее прочные в сравнении со сваями (обычно В10-В20) и не должны заглубляться в несущий грунт, когда достаточно только осадки его кровли. В дорожном строительстве буросмесительные столбы обычно упрочняют и стабилизируют основания насыпей. Поэтому непра­ вильно их называть сваями, что может вводить в заблуждение. Пре­ имуществом буросмесительных столбов по сравнению с устраи­ ваемыми виброзаменой или глубинным премешиванием является воз-можность их создания в очень слабых грунтах. Благодаря не­ прерывному процессу штамповки бетонной смеси, которая раздви­ гает слабый грунт и создает в нем уплотненный ствол, мала опас­ ность «разрыхления» или возникновения слабых расслоенных стол­ бов. 3.5. Струйная инъекция Струйная инъекции (jet grouting) [1.15] является методом упроч­ нения оснований и формирования в нем элементов из закачиваемо­ го раствора и закрепляемого им грунта. Процесс создания столба заключается в нарушении структуры под большим напором рас­ твора или воды и разрыхлении грунта или частичной его замены и перемешивания со связующим - чаще всего с цементным раство­ ром. В результате струйной инъекции возникает грунтоцементный композит из цилиндрических элементов - столбов или плоских - стен. Из них можно создавать разные конструкции: блоки, частоко­ лы, диафрагмы, панели, перекрытия и т. д. Струйную инъекцию ис­ пользуют и для укрепления слабого основания дорог [10, 11]. Этот метод пригоден во всех грунтах (минеральных и антропогенных), в выветрелых и даже в слабых скальных поро­ дах. В связных грунтах, особенно в органических, прочность воз­ никшего материала мала (до 500 кПа). Диаметр столба обычно от 60 см до 3 м. 131 Основные параметры процесса: состав, давление, расход инъек­ ционной смеси, скорость перемещения и оборотов монитора. При однорастворной инъекции [15] давление обычно 30-50 МПа, а рас­ ход 50-450 л/мин. Инъекционные столбы армируют стальными элементами (стержнями, трубами, прокатом), погружаемыми во время или по­ сле струйной инъекции. Такие элементы также не должны рассмат­ риваться в качестве свай. Международные рекомендации ограничи­ вают прочность цементогрунта до 5 МПа и рекомендуют назначать коэффициенты надежности больше чем у обычного бетона. Струйная инъекция сопровождается вытеканием к поверхности материала из смеси частиц грунта с раствором. Следует обратить внимание на то, как поступать с вынутым грунтом, временным хранением на стройке, возможностью утилизации и окончательным хранением в целях снижения вредного воздействия на окружающую среду. 3.6. Столбы вытрамбовываемые - замена динамическая Замена динамическая (Dynamic Replacement - DR) является раз­ новидностью динамической консолидации [2, 4, 7, 26]. В основании с очень слабыми грунтами толщиной от 2 до 5-7 м выполняют гра­ вийные столбы 02-3 м посредством выштамповывания за несколь­ ко ударов трамбовкой (рис. 3) полости, в которую засыпают гра­ вий, снова ее погружают и досыпают грунт. Операции продолжают до прекращения осадки при последующих ударах трамбовки. Стол­ бы формируют из местных доступных материалов, причем лучше всего из крупного щебня и скальных обломков. Можно использовать отходы (шлак, опоки, отходы ископаемых, кирпичный бой, обломки бетона), гравий или песок. Типичный вес трамбовки составляет от 8 до 20 т. По сравнению с традиционной динамической консолидацией динамическая замена характеризует­ ся быстротой процесса упрочнения основания, более надежным и эффективным улучшением его свойств благодаря перемешиванию с засыпаемым материалом. Формируемые в основании столбы уве­ личивают его несущую способность, существенно снижают осадки и повышают устойчивость возводимых зданий. Столбы могут за­ гружаться практически сразу после формирования. Результаты исследования вытрамбовываемых столбов и правила проектирования содержатся в работе [20]. 132 3.7. Комбинированные столбы Комбинированные (гибридные) столбы - бетонные с пятами из гравия, оголовком из гравия или с оголовком и пятой из гравия. В зависимости от типа гибридного столба для его исполнения при­ меняют один или два механизма. Оголовок гравийный выполняется через примерно 4-10 часов после устройства железобетонного ствола. В качестве материала для пяты и оголовка чаще всего ис­ пользуют гравий с зернами от 0 до 32 мм. Диаметр бетонной части составляет 25-60 см, гравийной - 60-80 см. Гравийная пята лучше обеспечивает опирание столба, а гравийный оголовок - упругий характер опирания. Опоры с оголовком из гравия лучше приемлемы в случае низких дорожных насыпей. Колонны с пятой из гравия обычно имеют несущую способность от 400 до 700 кН. Схема их выполнения показана на рис. 4. Используют также столбы с оголовками бетонно-гравийными. Для этих столбов на первом этапе выполняют бетонный ствол, ко­ торый должен быть защемлен в несущих грунтах на глубину около 0,5 м, а голова достигать верхней рабочей платформы. Затем при помощи экскаватора оголовок столба срезается минимум на 0,5 м. Возникшее при этом способе свободное пространство заполняют гравием и уплотняют. Оголовки столбов должны быть выполнены после создания ствола не более чем через 3-4 часа. В рамках контроля качества произведенных работ производят динамическое зондирование используемого при исполнении пяты (оголовка) гравия и испытание прочности бетона. Иногда выпол­ няют статические испытания столбов. В Польше гибридные столбы с гравийными пятами были успеш­ но использованы при упрочнении оснований (грунты слабые мощ­ ностью до 8 м), на объездной дороге Елку (рис. 5 и 6), бетонные столбы с оголовками бетонно-гравийными для упрочнения слабых грунтов при реконструкции железнодорожной линии Е-30 на стан­ ции Еданьск Южный [9]. 133 Рис. 3. Формирование вытрамбовьшаемого столба Рис. 4. Схема формирования бетонного столба с оголовком из гравия: фаза 1 - вьшолнение столба из бетона, фаза 2 - форирование гравийного оголовка; источник: ООО Менард, Польша 134 Рис. 6. Вьшолнение бетонных столбов с оголовками бетонно-гравийными, исполнитель: ООО Менард, Польша Рис. 5. Заполнение трубы, образуя агрегаты гравия колонны ноги (обьезд Елку), источник: ООО Менард, Польша 3.8. Столбы, формируемые методом микровзрывов Технология микровзрывов использует энергию, возникающую в результате взрыва достаточно малых зарядов взрывчатых веществ (рис.7). Она позволяет укрепить слабые грунтовых оснований до­ рог и других сооружений в большом объеме за короткий промежу­ ток времени. Основными преимуществами являются гораздо быст­ рая консолидация грунта и меньшие затраты по сравнению с другими методами упрочнения основания. Процедуры упрочнения грунтов могут заменить методы более дорогие, но более надежные, такие как сваи. Однако возникают не­ определенности в оценке основания и самих процедур упрочнения. Особенно важны глубины залегания слоев слабых грунтов, которые требуют укрепления, их свойства и другие параметры. При проектировании упрочнения столбами необходимы надеж­ ные расчеты, обратно пропорционально возможной точности кон­ троля качества. При выборе методов упрочнения следует взвесить 135 то, обеспечивают ли они разную прочность и повышение надеж­ ности, но также и различаются ли их стоимости. Многолетний опыт показывает типовые риски при упрочнении оснований с помощью разного вида столбов. В соответствии с PN- EN 1997-1:2008, риск касается превышения предельных состояний: • ПС эксплуатации (SLS): чрезмерные осадки, крены или смещения фундаментов; • ПС по несущей способности (ULS): осадки, способствую­ щие повреждениям конструкций, разрушению материала, либо чрезмерные осадки столбов в основании, выпор грунта из под фун­ дамента, потеря общей устойчивости (оползни) или сдвиг. Масштаб риска зависит от свойств слабого грунта и методов упрочнения. Осадки, даже значительные, в процессе упрочнения тела насыпи не являются большой проблемой - они непрерывно выравни­ ваются при укладке последующих слоев. Допускаемые конечные осадки поверхности насыпей после устройства нижнего слоя дорожной одеж­ ды не должны превышать 10 см и не вызывать деформацию поверхно­ сти, особенно на объектах с малоподатливыми фундаментами. Конкретные риски связаны с очень малой способностью столбов к восприятию горизонтальных сил, особенно при малых вертикаль­ ных нагрузках. Этот фактор также следует принимать во внимание при производстве работ по устройству временных насыпей. На столбы в склоне насыпи давит выдавливаемый с ее стороны слабый грунт и может их разрушить (рис. 8). Для восприятии горизонталь­ ных сил требуется армирование у подошвы насыпи, например, при помощи геотекстиля. Следует также избегать раскопок, нарушаю­ щих устойчивость оснований в зонах, прилегающих к упрочненным столбами поверхностям. В очень слабом основании (Сц ниже 10-15 кПа) может наступить «рассыпание» столбов их несвязных обломков. Поэтому в таких усло­ виях требуются столбы со связующим (вибробетонные или из трамбу­ емого бетона) или песчаные в геотекстильных оболочках. Контроль качества включает проверку: • геометрических размеров, особенно глубины столба - на практике это непрерывно определяет оператор машины (автомати­ ческая регистрации заглубления и сопротивления инструмента или расход энергии, материалов и т.п.); 136 • свойств материала столба по испытаниям на образцах или на месте (прочность, состояние уплотнения, осевая жесткость столба). Рис. 7. Упрочнение основания методом микровзрьшов, исполнитель: ООО Олбуд-Поморже Рис. 8. Разрушение голов столбов в результате перемещения масс слабо­ го грунта Оформление протоколов и измерений должны непрерывно оце­ ниваться и приниматься (или нет!) контролерами самих исполни­ телей или инвесторов. Неотложный анализ результатов может устранить любые недочеты в начале, а не в конце работ, когда они уже трудно исправимы. Надзор должен быть разумным - «не цеп­ ляться», например, к мелочам в бумагах, но заботиться о вопросах по существу. Контроль должен быть непрерывным, а не по оказии. Исполнительная документация упрочнения основания должна содержать точное описание метода {method statement), например, в виде подробной технической спецификации, включающей вели­ чины или контролируемые параметры, программу (частоте) кон­ троля, критерии приемки, лицо, ответственные лица. Полезные указания для большинства методов содержат нормы EN труппы «Выполнение специальных геотехнических работ» [15,16, 17], Указания IBD1M [26] 2002 г. (желательна их актуализация, но отсут­ ствует интерес у дорожной администрации). Некоторые специалисты требуют переработки соответствующих документов и в этом случае важна хорошая техническая спецификация. 137 Для крупных объектов, особенно линейных, протяженных во времени и пространстве, метод наблюдений в проектировании де­ тально изложен в Еврокоде 7-1. Заключение Упрочнение слабых оснований дорожных сооружений при по­ мощи столбов является методом, выгодным экономически, а часто и по времени. Упрочнение грунтового основания создает возмож­ ность использования территорий, очень неудобных для застройки. Технологии фомирования столбов постоянно развиваются. Совер­ шенствуются качество работ и возможность их контроля, что помо­ жет расширить сферу их применения. Есть множество европейских стандартов для большинства методов. Являются основой рационального выбора видов таких столбов и методов упрочнения, исчерпывающе приспособлены к конкретным потребностям испытаний грунтов, охватывают определение контура слабого основания, как и его параметров. Успех упрочнения во многом зависит от свойств грунта, поэтому для успеха важно определить предварительные сведения об основании, а также дополнить их специ­ альными испытаниями применительно к избранному методу, а также контрольными испытаниями в процессе строительства. Оговорены также наблюдения за поведением зданий. Для упрочнения оснований столбами обычно используют специ­ фические методы и процессы. Программирование них про­ ектирование, а также выполнение и контроль требуют специальных знаний и опыта. Вид методов должен быть адаптирован к особенностям конкретной области. Этим должны заниматься опыт­ ные проектировщики-геотехники и специалисты подрядчика (но не дилетанты!), что позволит избежать дорогостоящих и неэффективных решений. Литература l.Bzowka J.:Koliimny iniekcyjne dużych średnic. Inżynieria I Budownictwo. 2005, nr 3, s. 126. 2. Fudali J., Saloni J.:Wzmocnienie podłoża gruntowego metodą konsolidacji dynamicznej. „linżynieria i Budownictwo”. 2007, nr 7-8, s. 387-389. 138 3. Gajewska В., Kłosiński В.: Rozwój metod wzmacniania podłoża gruntowego. Seminarium PZWFS i IBDiM. „Wzmacnianie podłoża i fondamentów”. Warszawa, 3ł marca 20łł r. Warszawa. 20łł, s. ł3-54. 4. Godłewski T., Sałoni J.: Wzmocnienie podłoża gruntowego kołumnami DR na przykładzie odcinka trasy Siekierkowskiej w War­ szawie. XIX Krajowa Konferencja Mechaniki Gruntów i Fundamen­ towania, Augustów, czerwiec 2006 r. „Zeszyty Naukowe Połitechniki Białostockiej. Budownictwo”. 2006, R. 28, t. 2, s. 347, 348. 5. Imiołek R.: Łączenie technołogii w geotechnice - obwodnica Barczewa. „Magazyn Autostrady”. 2008,nr łO, s.ł łO-ł ł3. 6. Gryczmański M.: Metody anałizy nośności i osiadania podłoża wzmocnionego kołumnami kamiennymi. „Inżynieria Morska i Geotech- nika”.I993,nr5, s.224-231. 7. Gryczmański M.: Wzmacnianie słabego podłoża gruntowego wbi­ janymi kołumnami kamiennymi. Przegłąd doświadczeń śłąskich. „Inży­ nieria i Budownictwo”. 2003, nr 3. 8. Instrukcja badań podłoża gruntowego budowłi drogowych i mostowych.IBDiM. Warszawa, 1998. 9. Jurczak J. Musiał B., Szczepaniak S., Swiniański J.: Zastosowanie wibrowymiany do wzmocnienia nasypu i podłoża na odcinku Węgłiniec - Pieńsk łinii kołejowej E-30. Konferencja Naukowo-Techniczna „Probłemy Modernizacji Linii Kołejowej E-30”, Kłiczkow k. Bołesławca, 8-9 łistopada 2007 r.[b.m.w.] 2007. łO. Kościk P., Noga E.: Zastosowanie wysokociśnieniowej iniekcji strumieniowej do wzmacniania podłoża gruntowego i fundamentów. XVI Konferencja „Warsztat Pracy Projektanta Konstrukcji”, Ustroń, 21-24 lutego 2001 r.T.I. Referaty. Katowice 200I,s.2I3-228. 11. Michalski T.: Kolumny o średnicach od 2,5 do 5 metrów. „Nowoczesne Budownictwo Inżynieryjne” 2008, nr 2 (17), s.62-65. 12. PN-83/B-02482 Fundamenty budowlane. Nośność pali i fundamentów palowych. 13. PN-8I/B-03020 Grunty budowlane. Posadowienie budowłi. Obłiczenia statyczne i projektowanie. ł4. PN-S-02205: ł998 Drogi samochodowe. Roboty ziemne. Wymagania i badania. ł5. PN EN ł27ł6:2002 Wykonawstwo specjałnych robót geotechnicznych. Iniekcja strumieniowa. ł39 specjalnych robot specjalnych robot 16. EN 14679:2005 Wykonawstwo geotechnicznych. Wgłębne mieszanie gruntu. 17. EN 14731:2005 Wykonawstwo geotechnicznych. Wglebne wibrowanie. 18. Pisarczyk S.: Geoinżynieria. Metody modyikacji podłoża grunto­ wego. Oicyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej. Warszawa, 2005. 19. Rozporządzenie Ministra Transportu i Gospodarki Morskiej z 2 marca 1999 r. w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpo­ wiadać drogi publiczne i iich usytuowanie. DzU 1999, nr 43, poz. 430. 20. Sękowski J., Kwiecień S.: ymiana dynamiczna - praktyczne aspekty zastosowania w budownictwie drogowym. „Magazyn Autostra­ dy” 2010, nr 10, s. 124-128. 21. Sobolewski J., Ajdukiewicz J.: Budowa autostrad Al i A2 na terenach o zdegradowanym oraz słabym podłożu z zastosowaniem geosyntetyków i monitoringu w ich posadowieniu. Konferencja „Podło­ że i fondamenty budowli drogowychg, Kielce, 9 maja 2012 r. IBDiM. Warszawa, 2012. 22. Swiniański J., Turczyn K.: Zastosowanie iniekcji wspomaganej mechanicznie (DSM) i stabilizacji do wzmocnienia podłoża na odcinku Szymankowo-Eisewo linii kolejowej E-65. Ogólnopolska Konferencja Naukovo-Techniczna „Nowoczesne metody stabilizacji podłoża pod nawierzchnie drogowe i kolejowe”, Żmigróod-Węglewo, 22-23 października 2009 r. [b.m.w.] 2009. 23. Tężyk S.,Glodzik K.: Wzmocnienie podłoża gruntowego pod budowę Stadionu Narodowego w Warszawie. Seminarium IBDiM i PZWFS „Fundamenty palowe” Warszawa, 22 kwietnia 2009 r. Warszawa, 2009. 24. Topolnicki M.: Wzmacnianie i uszczelnianie gruntu metodą mieszania in-situ (Soil Mixing). „Inżynieria Morska i Geotechnika” 2003, nr 6, s. 385-398. 25. Topolnicki M.: Wzmacnianie i uszczelnianie gruntu metodą wgłębnego mieszania na mokro (DSM). XXIV Konferencja? „Warsztat Pracy Projektanta Konstrukcji”, Wisła, 17-20 marca 2009 r. Katowice, 2009. 26. Wytyczne wzmacniania podłoża gruntowego w budownictwie drogowym. (Autorzy: B.Kłosiński,K.Grzegorzewicz, P.Rychlewski, S.Wierzbicki, P.Wileński), GDDP. Wyd. IBDiM.Warszawa, 2002. Перевод c польского М.И. Никитенко 140 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.153.524:624.138 ПРОЕКТИРОВАНИЕ ВЕРТИКАЛЬНО АРМИРОВАННЫХ ОСНОВАНИЙ ПЛИТНЫХ ФУНДАМЕНТОВ Кравцов В.Н. Научно-исследовательское республиканское унитарное предприятие по строительству «Институт БелНИИС», г.Минск, Беларусь В статье приводится методика проектирования (расчет, констру­ ирование) вертикально армированных оснований (геомассивов) фундаментов зданий и сооружений из забивных и набивных свай уплотнения исходя из экспериментальных исследований и 2-х групп предельных состояний. Дан пример расчета и конструирования геомассива. Methodology of designing (computing, engineering) vertical rein­ forced foundation beds (geomassifs) using driven and bored cast-in-place piles on the basis of experiments and two groups of ultimate states is considered. And example of geomassif s counting and engineering is given. Введение В РУП «Институт БелНИИС» предложены новые конструкции и технологии упрочнения оснований плитных фундаментов (рис. 1) способом вертикального армирования грунта (далее геомассив ВА), позволяющих снизить трудоемкость и материалоемкость упрочне­ ния грунта не менее чем на 20-30 %, как по сравнению с тради­ 141 ционными способами (укатка, трамбовка и др.), так и с другими ти­ пами известных геомассивов ВА. Рис. 1. Схема вертикального армирования основания (геомассива) плитных фундаментов: а - план фундамента и армоэлементов; б - геомассив с расположением нижних концов в одном уровне по глубине - тип 1; в - то же, тип 2 - с конусным располо­ жением нижних концов армоэлемента по глубине, отметки которых убьшают от центра к краям плитного фундамента; г - то же, тип 3 - с убьшанием нижних кон­ цов от краев к центру плитного фундамента Проведенные исследования и накопленный опыт проектирова­ нии и возведения предлагаемых геомассивов [1-3 идр.] позволили разработать методы их расчета и проектирования, которые вошли в Рекомендации по проектированию и изготовлению вертикально 142 армированных оснований плитных фундаментов [4] и частично представлены далее в настоящей статье. 1. Предпосылки разработки метода расчета геомассива ВА по результатам экспирементальных исследований Экспериментальные исследования, выполненные ранее в РУП «Институт БелНИИС» [1-3 идр.] и другими организациями, позво­ лили выявить ряд особенностей поведения геомассива от действия вертикальной нагрузки. В частности установлено: 1. Сжимаемость армоэлементов геомассива ВА, в отличии от свай в свайном фундаменте, незначительно отличается от сжи­ маемости уплотненного (упрочненного) окружающего природного грунта. Геомассив ВА работает, не как свайное, а упрочненное ар- моэлементами (уплотненное) грунтовое основание с эквива­ лентными характеристиками (р, ф, с, Е) не менее чем в 2-3 раза, превышающими их значения в неармированном грунте и обладает по отношению к природному грунту ярко выраженной прочностной и деформационной анизотропией. Армоэлементы не только упроч­ няют грунт основания, но и создают арочный эффект, который зна­ чительно снижает осадки фундамента. 2. Разрушение геомассива ВА от предельной нагрузки происхо­ дит по следующим схемам: а) от выпора из под фундамента грунта буферной подушки, если ее мощность больше предельной толщины ( ht6>0.75b, где Ь - шири­ на фундамента); б) от проскальзывания (задавливания) армоэлементов относи­ тельно естественного грунта - для железобетонных, металлических армоэлементов с повышенной прочностью материала (при запре­ дельных нагрузках на основание); в) от потери устойчивости геомассива по явно выраженным условно прямолинейным поверхностям скольжения, которые обра­ зуют углы (рис. 2): а - с армоэлементами при их предельном шаге для рассматриваемой нагрузки от фундамента; Р - к горизонтальной плоскости подошвы буферного слоя 2 по рис. 1. Таким образом, для оценки степени устойчивости и исследования условий возникновения сдвигов в основании плит­ ного фундамента, вполне очевидна возможность применения общей теории механики грунтов, в частности равновесия горных пород. 143 рассмотренных в работах К. Терцаги, Б.В. Бахолдина, В.Г. Березан- цева, В.А. Флорина и др. [5, 6 и др.]. Плитный фундамент Пригрузка от вышележащего / грунта и буферной подушки Верх Рис. 2. Приближенные поверхности скольжения в геомассиве для осесимметричной задачи по результатам экспериментальных данных (расчетная схема) 2. Методика расчета и конструирования вертикально арми­ рованных оснований (геомассивов) плитных фундаментов В настоящее время в Республике Беларусь отсутствуют офици­ альные документы по проектированию геомассивов ВА. Размеры армоэлементов, их шаги, буферная подушка и др. назначаются про­ извольно. Это приводит перерасходу средств и стоимости нулевого цикла до 30-50 %. Учитывая это в РУП «Институт БелНИИС» раз­ работаны рекомендации и методика по проектированию и устрой­ ству вертикально армированных оснований плитных фундаментов из свай для условий Республики Беларусь [4]. Методика разработа­ на на базе экспериментальных данных [1-3 идр.], предпосылок раздела 1 настоящей статьи, основных положений механики грун­ тов [5, 6] для плитных фундаментов с давлением на основание не более 0,3 МПа и заключается в следующем: 1. По п. 5.6.2 ТКП 45-5.01-254 [7] назначается допустимая вели­ чина осадки плитных фундаментов Su, см, для проектируемого со­ оружения, которая подставляется в формулу 5.29 [8] и «обратным расчетом» по формуле (1) устанавливается величина минмального 144 эквивалентного модуля деформации, Еэквтт, геомассива, обеспечи­ вающего осадки сооружения меньше допускаемых. I Р т а х ' ^ с = Р- ( 1) где Р - безразмерный коэффициент, равный: при p^ x^ ДО 0.2 МПа - Р = 1; при Ртах от 0,2 ДО 0.3 МПа - Р=0,8; ртах - максимальное дав­ ление плитного фундамента на основание, МПа; Su - допустимая конечная осадка основания плитного фундамента, регламентируе­ мая проектом или нормами ТИПА, м (рекомендуется не более 8 см, для жилых зданий Su < 5 см); Нс= Р ртах/Ут - условная минимальная глубина сжимаемой зоны, м, здесь Р - см. формулу 1; Ут - средний удельный вес грунта ниже подошвы фундамента на глубине не ме­ нее двух его ширин, МП/м^. 2. Используя зависимость между модулем общей деформации Ео (или коэффициентом сжимаемости ао) и коэффициентом пористости е (компрессионная зависимость или результаты испытания опытных полевых штампов), для Еэквтт опредслястся требуемый коэффици­ ент пористости Сэкв, расч- грунта гсомассива после упрочнения осно­ вания армоэлементами из свай, который является основным показа­ телем для разработки проекта геомассива ВА; 3. По теории предельного равновесия с использованием расчет­ ной схемы на рисунке 2 устанавливаются необходимые прочност­ ные характеристики упрочненного грунта (угол внутреннего трения фэкв (II), град, и сцепление Сэкв, МПа), при которых устойчивость ос­ нования (геомассива ВА) будет обеспечена при Куст=1,2; 4. Используя известные зависимость изменения прочностных ха­ рактеристик от плотности-влажности, по формулам (2) - для песча­ ных и (3) - глинистых грунтов, устанавливается необходимая ми­ нимальная плотность грунта (коэффициент пористости Суп mm) ; (^макс ^о), ( 2 )I ,■100 “h 0^ 5/p^ ^ (3) где ео, m^ax — коэффициенты пористости песк а соответственно в исходном (рыхлом) сложении и в предельно плотном состоянии; Id = 0,7-0,8 - индекс относительной плотности; Wp и Ip - соот­ 145 ветственно влажность на границе раскатывания и число пластично­ сти; Ys, Уи, - соответственно удельный вес частиц и воды, кН/м .^ В случае, если необходимый по расчету коэффициент пористо­ сти Сэкврасч (см. и. 2) получастся большим минимального значения коэффициента пористости уплотненного грунта Суп тш по формулам (2) и (3), применение армоэлементов для достижения требуемой ПЛОТНОСТИ (коэффициент пористости) эффективно. Если же грунт не может быть уплотнен армоэлементами до необходимой плотно­ сти, их применение нецелесообразно. 5. При расположении армоэлементов в шахматном порядке по вершинам равностороннего треугольника (см. рис. 1) шаг а и расстояние между сваями 1, м, определяются из выражения (4) и (5) а кУоmax / —пт^ах ‘^ тах' ,-У о )’ (4) (5) где а, I - см. рис. \;d^ — диаметр армоэлемента, м; Уэкврасч — удельный вес упрочняемого грунта по (6), кН/м^; уо — удельный вес грунта до уплотнения, кН/м^; Ys Г экв.расч 1+е., (1 + 0,01(ц), (6) где со — влажность грунта до уплотнения, %;. 6. Длина армоэлементов L, м, геомассива В А должна принимался равной для водонасыщенных глинистых грунтов не менее высоты его сжимаемой толщи Нс, в остальных случаях, как правило, до от­ метки, где дополнительное вертикальное удельное давление на под­ стилающий грунт ниже подошвы геомассива ВА не превышает его расчетного сопротивления R, но не менее двух ширин для столбча­ тых и трех-четырех для ленточных плитных фундаментов; 7. По данным опытов и сложившейся проектно-строительной практики в Республике Беларусь между армирующими элементами и подошвой плитного фундамента необходимо выполнить буфер­ ную подушку 2 (см. рис. 1) из песчано гравийной смеси, уплотнен­ ной до коэффициента плотности Ксот ^0,98 с модулем деформации Е>20МПа. Мощность подушки Дб рекомендуется назначать по 146 формуле (7) но не более 1/5 ширины плитного фундамента Ь и не менее 0,15 м. — Ртах (7) где Ртах “ максимальное давление на буферную подушку от плит­ ного фундамента, МПа; - площадь всех оголовков армоэлемен- тов, м; Еб - модуль деформации уплотненной промежуточной бу­ ферной подушки в зависимости от ее материала, принимаемый рав­ ным не менее: для песка средней крупности - 20 МПа; для крупного песка и известкового щебня - 25 МПа; для гранитного щебня - 40 МПА; в случае применения других материалов значение Еб можно принимать исходя из условия, что бы его осадка не превышала Su< 1 5 m m ; 8. Запроектированный по пн. 1-7 геомассив ВА него конструк­ тивные армоэлементы проверяются: а - по прочности применяемых материалов, регламентируемой соответствующими нормами (ТИПА), по осадкам, согласно п.9 и прочности подстилающего г р у н т а (Tzpi ^ Е.ПОДСТ* 9. Конечная средняя осадка основания (Sr) для плитного фунда­ мента на геомассиве из свай вычисляется методом послойного сум­ мирования согласно ТКП 45-5,01-67 /9/ по формуле (8) Tzpi'^ iSr = 0,8ЕГ=1 ( 8) где s, Ozpi, hi - обозначения по /8/; Eg - эквивалентный модуль де­ формации слоев грунта на которые разбивается сжимаемая зона ос­ нования, состоящая из буферной подушки 2, геомассива 4, и подстилающего природного грунта 5 (см. рис. 1), определяемый по пн. 1,7, МПа. Пример расчета геомассива ВА Исходные данные. Требуется запроектировать геомассив ВА под плитный фундамент административного здания с давлением на ос­ нование Ртах = 0,15 МПа и допустимой осадкой Su = 8 см. Основание сложено (сверху вниз): лессовидным суглинком (уо = = 19,1 кП/м^ у, = 27,1 кН/м^ Wo = 10%, е^ = 0,8, фо = 15°, Ео = 4.5 МПа) мощностью 4-6 м, подстилаемым песком средним средней прочности (ф = 35°, Е = 25МПа) мощностью до 7 м и далее на всю 147 разведанную глубину суглинком средней прочности с включениями растительных остатков (Е = ЮМПа, ф = 17°, Em = 0,12). Решение (расчет). Исходя из технических возможностей строи­ тельной организации в качестве армоэлементов приняты набивные сваи в вытрамбованных скважинах диаметром = 0,3 м. Расчет выполняется на 1 м^ площади фундамента с нахождением оптимальных параметров геомассива В А (из критерия: «надежность при минимально необходимых размерах и шаге армоэлементов»). По формуле (1) определяется требуемый минимальный эквивалент­ ный модуль деформации обеспечивающий надежность геомассива при максимально допустимой осадке Su^ 8 см и сжимаемой зоне грунтаНс= Р ртах/уо= 1'0,15/0,0191 = 7,85 м. Ртах 'Нс 0 ,1 5 ■ 7 ,85 = г ^ = 1 o Q g 15М Па, На компрессионной кривой (данные лабораторных испытаний) определяется коэффициент эквивалентной пористости грунта Сэкврасч = 0,5, соответствующий эквивалентному модулю Е,экв.расч = 15М П а и по формуле (6) находится эквивалентный удельный вес геомасси­ ва с учетом устройства набивных свай. Ys 1 + е. (1 -Ь 0,01ш) = 27,1 1 -Ь 0,5 (1 -Ь 0,01 ■ 10) = 19,5 кН/м^. При расположении армоэлементов в шахматном порядке в плане фундамента по формулам (4) и (5) определяются допустимые мак­ симальные шаг а и расстояние между ними 1 (см. рис. 1). ^(тах куо Зл/ТСу,экв.расч’ -У о ) а = 0,3 3 ,1 4 -1 9 ,1 т _ -*тах “ 2COS45 З л /Т ( 1 9 ,5 - 1 9 ,1 ) 1,6 = 1,6 м; 2 • 0 ,71 = 1 ,15 м. Определяется минимальная толщина буферной подушки из песчано-щебеночной смеси (Et 6>20MHa и допустимой Su<0.0015м) •^и '^б .п '2 Асв 0 .0 0 1 5 '2 0 '1 .2по (7): ht.б.min Р т а х 0 .15 2 5 С М 148 Длину крайних свай для геомассива типа 2 по рис. 1в назначаем Z = 4 м и проверяем все принятые параметры из критериев: о не превышении осадки геомассива критического значения Sr108-218мм (см. рис. 1). В тоже время опытные испытания свай СВ показали, что отклонения значений их несущей способности (Р) по грунту и деформации (осадка s и выход v), от их фактических величин, найденных по методикам [3, 4 идр.], достигают 100%. Особенно большие отклонения между опытными и рассчитанными значениями Р имеют место при определении несущей способности оснований свай СВ на выдергивание. Для уточнения указанных расчетных методик в РУП «Институт БелНИИС» были проведены лабораторные и натурные эксперимен­ тальные исследования свай СВ усовершенствованных конструкций, результаты которых приводятся ниже. Методика и результаты исследований свай СВ. Исследование свай СВ проводятся в лабораторных и полевых условиях. Лаборатор­ ные исследования выполнены на моделях свай СВ разных размеров, изготовленных с учетом требований теории подобия, которые испы­ тывались на выдергивающие и вдавливающие статические нагрузки. Это позволило оценить влияние размеров и глубины погружения свай ВС на формирование их активной (деформированной) зоны. Исследо­ вания лабораторными методами проводились с использованием плос­ кого лотка. Он выполнен в виде ящика размером 840-650 мм со стеклянными стенками, для возможности визуального наблюдения за развитием процесса деформации модели основания сваи СВ во время ее испытания (рис. 2). 159 а) типз ТИШ типа Стаол • OcMoimn luptmtipu. р«і{>*6отйашх no ТУ BY 191301472 003-2012 с*» СВ 1' ł . C uoi Рис. 1. Разработанные варианты свай СВ по ТУ BY 191301472.003-2012 (а) и примеры возведения объектов с их использованием (б), (в): б - щитовой дом на сваях СВ в процессе возведения; в - конвейер для подачи труб в пескоструйный цех 160 Рис. 2. Общий вид плоского лотка, и модельных свай в процессе их испытаний: 1 - деревянный лоток; 2 - контрольные меловые полоски для оценки деформации грунта; 3 - модель винтовой сваи; 4 - струбццна для крепления гшдикатора; 5 - рычажное устройство для нагружешгя моделей свай; б - гшдикатор часового типа; 7 - площадка для грузов массой 100,200 и 500 г Фиксация деформаций грунта в процессе испытания проводилась по форме изменения горизонтальных меловых полосок, выполненных у передней стеклянной стенки лотка при формировании грунтового основания. Испытаны маломасштабные деревянные модели винтовых свай, масштаб 1:20. В качестве грунта использовался пески мелкий передний от рыхлых до плотных, с характеристиками: сцепление с = 0-0,01 МПа; угол внутреннего трения ф = 20-27°; влажность w = 5- 9 %; плотность р = 1,57-1,65 т/м .^ Процесс испытания моделей винтовых свай СВ в лотке заклю­ чался в их загружении последовательно: сначала вдавливающей, а затем выдергивающей вертикальной нагрузками с параллельным определением активной зоны (деформирования грунта вокруг них). Деформации измерялись индикаторами часового типа с точностью измерений до 0,01 мм. Отсчеты по индикатору снима­ лись через 15 мин и заносились в журнал. Ступени нагружения со­ ставляли 1/10 полной нагрузки. Каждая последующая ступень 161 нагружения прикладывалась после условной стабилизации дефор­ мации грунта: 0,1 мм за последние 15 мин. В опытах применялись маломасштабные деревянные модели винтовых свай с заложением лопасти на глубине от поверхности 3- ЮВл, размерами: ствол диаметром 0 10 и 14 мм; лопасть 0 20- 50 мм, глубина погружения 10-30 см (рис. 2). Каждый тип модель­ ной сваи, отличающийся диаметром или длиной испытывался с 3- кратной повторяемостью. Ду, мм Pv, н Рис. 3. Результаты испытании модельных свай на выдергивающие нагрузки в песке среднем средней прочности (зависимости выхода сваи из грунта Ду от нагрузки Ру, Ду = / Pv): 1 - модельная свая ВС1 (ствол 0 1,4 см, лопасть 0 3 см), глубина погружения 15 см; 2 - модельная свая ВС 3 (ствол 0 1,4см, лопасть 0 5 см), глубина погружения 15 см; 3 - Модельная свай ВС 2 (ствол 0 1,4см, лопасть 0 5 см), глубина погружения 30 см 162 Пример испытания 3-х коротких (}і.<6 Вл) модельных свай СВ на выдергивающие нагрузки и результаты измерения характера де­ формирования грунта вокруг них даны на рис. 3 и 4. Натурные испытания разработанных свай СВ выполнены на 3-х опытных площадках по стандартной методики СТБ [5] с откопкой отдельных свай и замером деформируемой зоны вокруг них с использованием зонда плотномера по методике [6 ]. Итоговые ре­ зультаты испытания на ОП1 даны на рис. 5 и [7] и полностью сов­ пали с результатами лабораторных исследований. 9й«5»пвл1К11Цбеус11п«Ь', Н Рис. 4. Схема работы модели сваи СВ мелкого заложения (к < бВд) при выдергивающей нагрузке по итогам испытаний 163 Рис. 5. Результаты натурных испытаний свай СВ на опытной площадке ОШ на территории строящегося здания по ул. Тимерязева г. Минск (графики зависимости выхода сваи ВС № l:(df lO S A 300); №2: (df 87, Вл250); №3:(df78,Dn250); №4: (df 57, Вд! 50) из грунта v от нагрузки Pv.) Л и т е р а т у р а 1 Кравцов, В.Н. Эффективность использования винтовых свай в сложных грунтовых условиях Беларуси / В.Н. Кравцов, Л.С. Чебо­ тарь // Межд. сборник тр. Геотехника: Научные прикладные аспек­ ты строительства надземных и подземных сооружений на сложных грунтах. - СПб. : СПпб ГАСУ, 2008 - С. 186-191. 2 Патент на изобретение №15218 свая винтовая, зарегистрирован 26.08.2011г. / В.Н. Кравцов, Н.А. Назаров, Л.С. Чеботарь 3 Железков, В.Н. Винтовые сваи в энергетической и других от­ раслях строительства / В.Н. Железков. - СПб. : ПРАГМА, 2004. - 128 с. 4 Далматов, Б.И. Проектирование свайных фундаментов в условиях слабых грунтов / Б.И. Далматов ; под ред. д-ра техн. наук. проф. Б.И. Далматова. -Л. : Стройиздат, 1975. - 240 с. 164 5. Грунты. Методы полевых испытаний сваями : СТБ 2242- 2011. - Минск : МАиС РБ, 2012 - 40 с. 6 . Контроль степени уплотнения грунтов при возведении земля­ ных сооружений : П12 к СНБ 5.01.01-99. - Минск : МАиС РБ, 2 0 0 2 . - 62 с. 7 Кравцов, В.Н. Экспериментальные исследования металличе­ ских винтовых свай в грунтовых условиях Республики Беларусь / B. Н. Кравцов, С.С.Х. Аль-Тамими // Сборник XVIII международно­ го научно-методического семинара: перспективы развития новых технологий в строительстве и подготовке инженерных кадров Рес­ публики Беларусь, Новополоцк, 28-29 ноября 2012. - Том II. - C. 281-286. 165 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.131 УСИЛЕНИЕ ФУНДАМЕНТОВ СУЩЕСТВУЮЩИХ ЗДАНИЙ ПРИ ПОМОЩИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ СВАЙ, УСТРАИВАЕМЫХ В ЗАЩИТНОЙ СРЕДЕ ЦЕМЕНТНОГО РАСТВОРА Кремнев А.П. Полоцкий государственный университет, г. Новополоцк, Беларусь Рассмотрен метод усиления фундаментов винтовыми сваями, вы­ полняемых в защитной среде цементного раствора. Данный метод усиления фундаментов позволяет выполнить сваи усиления в стес­ ненных условиях подвальной части здания в сложных инженерно­ геологических условиях, обуславливаемых высоким уровнем грунто­ вых вод, наличием прослоек торфа и водонасыщенных песков. Presents а method of strengthening the foundations of screw piles per­ formed in a protective environment mortar. This method allows you to gain the foundation piles gain in cramped conditions in the basement of the build­ ing complex engineering-geological conditions, cause a high water table, the presence of water-saturated layers of peat and sand. Усиление фундаментов существующих зданий и сооружений, как правило, сопряжено со значительными техническими трудностями, обуславливаемые стесненностью места проведения работ, невозмож­ ностью применения высокопроизводительной техники и как след­ ствие высокой долей ручного труда. В некоторых случаях затраты по усилению фундаментов могут достигать половины стоимости рекон­ струкции всего здания. 166 Как показал практика, среди методов, позволяющих повысить не­ сущую способность основания и снизить его деформативность, наибо­ лее часто применяются инъекционное упрочнение, уширение подош­ вы фундамента и пересадка фундаментов на буронабивные сваи [1]. В сложных инженерно-геологических условиях, характеризуемых вы­ соким уровнем грунтовых вод, наличием структурно-неустойчивых и биогенных отложений, пересадка фундамента на буронабивные или буроинъекционные сваи зачастую являются безальтернативным мето­ дом усиления. При устройство таких свай в условиях подвальных помещений, большинство технологических операций выполняется вручную. Каче­ ство выполнения отдельных этапов работ в этом случае редко соот­ ветствует требованиями нормативных документов. Особенно это ка­ сается крепления стенок скважин при бурении и уплотнение забоя. В результате такие сваи имеют очень низкую несущую способность. Нами предлагается метод усиления фундамента с исполь­ зованием винтовых свай, выполняемых в защитной среде цемент­ ного раствора (патент РБ №9349 [2]). В данном методе применяют­ ся металлические сваи с винтовой опорной пластиной, погружен­ ные в жидкий цементный раствор, нагнетаемый в скважину в процессе ее бурения полыми шнеками. Несущим элементом такой сваи будет являться труба диаметром 89мм внутренняя полость которой заполняется цементным раство­ ром. После схватывания раствора она будет работать на сжимаю­ щую нагрузку аналогично, как и трубобетонная конструкция. Рас­ твор, окружающий винтовую сваю, после схватывания будет играть роль защитной среды, предотвращающей коррозию металла сваи. Ниже приведена последовательность устройства такой сваи. При помощи малогабаритной буровой установки выполняется бурение скважин полыми шнеками (рис. I, а). После достижения шнеком проектной отметки нижний башмак (долото) открывается и производится заполнение скважины жидким цементным раство­ ром (в/ц 1 :1) с одновременным подъемом полых шнеков (рис. 1 , б). Цементный раствор на данном этапе выполняет функцию бурового раствора для предотвращения обрушения стенок скважин. После извлечения шнека и заполнения скважины цементным раствором производят погружение винтовых свай (рис. 1, в). Так как глубина бурения может составлять до 5 м винтовая свая собирается из 167 отдельных секций, свариваемых между собой по мере погружения. При затруднении свободного погружения секций свая завинчивает­ ся буровым станком. После схватывания цементного раствора мож­ но дополнительно опрессовать забой скважины путем нагнетания цементного раствора через полость винтовой сваи (рис. 1 , г). Рис. 1 - Последовательность устройство сваи усиления: а - бурение скважины полым шнеком; б - заполнение скважины жидким цементным раствором; в - погружение винтовой сваи; г - дополнительная опрессовка скважины путем нагнетания цементного раствора; J - полый шнек; 2 - открьшающийся башмак (долото); 3 - цементный раствор; 4 - воронка для заполнения цементным раствором. Данный метод был применен при усилении фундамента жилого трехэтажного дома в г. п. Ушачи по улице Фрунзе. В процессе экс­ плуатации основание здания претерпело значительные неравномер­ ные осадки, повлекшие образование повреждений в несущих стено­ вых конструкциях. Неравномерные осадки до 100 мм в пределах одного простенка (рис. 2 ) образовались за счет деформирования прослойки торфа, не обнаруженной на стадии проектирования в ходе инженерно-геологических изысканий. Усиление фундаментов было решено выполнить путем их пере­ садки на буронабивные сваи диаметром 300 мм длиной 4-5 м. Бу­ рение скважин производилось при помощи малогабаритного буро­ вого станка с электрическим приводом (рис. 3). При достижении требуемой глубины через полость шнека скважина заполнялась жидким цементным раствором с добавкой пластификатора. 168 Рис. 2. Общий вид поврежденной стены (трещины заделаны раствором) Рис. 3. Бурение скважины малогабаритным буровым станком с электрическим приводом Погружение винтовых свай в жидкий раствор производилось путем свободного опускания с одновременным наращиванием сек­ ций при помощи сварки. С учетом времени необходимого для свар­ ки секций погружение на глубину 5м происходило влечении 15- 20 минут. Поэтому погружение последних секций, как правило, происходило путем ввинчивания. 169 Общий вид свай после откопки приведен на рис. 4. Сваи выполнялись с двух сторон от фундамента с последующим их объединением единым ростверком, проходящим через бетонные блоки существующего фундамента. Рис. 4. Общий вид винтовых свай после откопки В процессе проведения работ проведено испытание сваи стати­ ческой нагрузкой. Расчетная нагрузка на сваю принята по проекту 120 кН. В ходе испытаний нагрузка была доведена до 150 кН. Осад­ ка сваи при данной нагрузке составила 6,29 мм. Таким образом, предлагаемый способ усиления фундаментов зданий в сложных геологических условиях позволяет получить сваи, несущая способность которых достаточна для регпения задач по усилению фундаментов. В данном методе обсадные трубы не используются, а уплотняется забой за счет винтовых лопастей сваи и дополнительной его опрессовки цементным раствором. Л и т е р а т у р а 1. Никитенко, М.И. Буроинъекционные анкеры и сваи при строи­ тельстве и реконструкции зданий и сооружений: монография / М.И. Никитенко. - Минск : БИТУ, 2007. - 580 с. 2. Патент Республики Беларусь № 9349 Винтовая свая, устраи­ ваемая в защитной среде цементного раствора. 170 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.131 ПРАКТИКА ЗАКРЕПЛЕНИЯ ГРУНТОВ ПО СТРУЙНО-СМЕСИТЕЛЬНОЙ ТЕХНОЛОГИИ К р ы с а н В .И ., К р ы с а н В .В .* ООО НПО«РемБуд», г. Днепропетровск, Украина ^Днепропетровская региональная лаборатория надежности зданий и сооружений, г. Днепропетровск, Украина Изложены материалы опытно-производственных работ по вы­ полнению работ методом закрепления вертикальными жесткими элементами бортов котлована и основания фундаментов по струй­ но-смесительной методике. At the facilities in Dnepropetrovsk works on foundation pits sides and base reinforcement have been performed. В практике производства работ применение смесительной и струйно-смесительной технологии закрепления грунтов широкого применения в Украине пока не получили. Причиной этого является слабая осведомленность проектировщиков с возможностями этой технологии, хотя опыт выполнения таких работ и многолетняя экс­ плуатация зданий и сооружений с закреплненными этим способом основаниями, а также экономические показатели говорят о ее пре­ имуществах. В практике работ в большинстве случаев мы применяем струй­ но-смесительную технологию закрепления грунтов для изготовле­ ния грунтоцементных элементов (ГЦЭ). 171 Сущность технологии струйно-смесительного закрепления грун­ тов состоит в том, что специальным инструментом, струйно-сме­ сительным долотом, происходит одновременное разрушение и пере­ мешивание грунта механическим и гидравлическим способом. Инструмент сконструирован так, что закрепляющий раствор че­ рез специальную форсунку увеличивает качество перемешивания грунта (рис. 1 ). Рис. 1. Струйно-смесительное долото:. 1 - корпус долота; 2 - форсунка; 3 - смесительные лопасш. Для струйно-смесительного закрепления применяются порт­ ландцемент, портландцемент с минеральными добавками, и шлакопортландцемент (ДСТУ БВ 2.7-47-96) марки не ниже 400, а при наличии сульфатной агрессии сульфатостойкий шлакопорт­ ландцемент с минеральными добавками и пуццолановый портланд­ цемент портландцемент (ДСТУ БВ 2.7-85-99) марки не ниже 400. Вид, марка и количество закачиваемого в грунт цемента уста­ навливаются в зависимости от конкретных условий (агрессивность среды, требуемая прочность закрепления) путем лабораторных определений и технико-экономических расчетов, при этом необхо­ димо учитывать назначение сооружения и условия его работы. Цемент закачивается в грунт в виде водного цементного раствора, консистенцию которого определяет водоцементное отношение (В:Ц). 172 При необходимости в раствор вводятся химические реагенты, позво­ ляющие регулировать процессы его схватывания, устойчивость против расслоения, нормальную работу насосов и растворопроводов. Существенную роль в изготовлении ГЦЭ играет скорость вра­ щения струйно-смесительного долота. При изготовлении ГЦЭ в различных условиях требуются опре­ деленные характеристики материала. Структура его зависит от ре­ жима изготовления ГЦЭ, и типа применяемого оборудования и смесительного инструмента. Параметрами режима изготовления являяются скорости вращения инструмента и осевого перемещения, количество подачи закрепляющего раствора за единицу времени. Можно ввести параметр - величина осевого перемещения за 1 оборот инструмента, что является одним и тем же от выше отме­ ченных параметров, но при производстве работ проще контролиро­ вать скорости вращения и осевого перемещения. Так при двукратно проходке интервала со скоростями вращения 35 об/мин и осевого перемещения 0,5 м/мин получено структуру грунтоцемента, показанную на рис. 2 . Увеличение скорости вращения инструмента и уменьшение скоро­ сти осевой подачи приводит к более интенсивному дроблению грун­ та, что создает более однородную структуру (рис. 3). Рис. 2. Структура грунтоцемента при двухкратой проходке и скоростях вращения инструмента 35 об/мин. и осевого перемещения, 5 м/мин. 173 Рис. 3. Структура грунтоцемента при двухкратой проходке, скорости вращения инструмента 85 об/мин., скорости осевого перемещения 0,5 м/мин Наличие в грунтовом массиве строительного мусора из остат­ ков древесины и кирпичных фундаментов не препятствуют вы­ полнению армирования (рис. 4). Рис. 4. Грунтоцементный элемент с включением фрагмента кирпичного фундамента В зависимости от структурной прочности грунта и его физико- механических характеристик опытным путем подбирается опти­ мальное соотношение режима работы смесительного инструмента. ГЦЭ применяются для ограждения глубоких котлованов и для усиления слабых грунтов основания зданий и сооружений различ­ ного назначения. 174 в Украине применение грунтоцементных элементов в стро­ ительстве регламентировано действующими нормативными доку­ ментами: ДБН В.2.1-10-2009 (Основания и фундаменты сооруже­ ний. Основные положения проектирования) и «Змина 2 к ДБН В.2.1-10-2009 (Основания и фундаменты сооружений. Основные положения проектирования). Примером выполнения работ по ограждению котлована может быть работа, выполненная в г. Запорожье, по пр. Ленина,83, где под строительство торгово-развлекательного центра с паркингом были закреплены борта котлована с размером в плане 77,9 х 56,4 м, и глубиной 9,15 м (рис. 5). Рис. 5. Общий вид котлована, борта которого закреплены ГЦЭ. В настоящее время строительство успешно завершено, здание эксплуатируется. Наличие толщи просадочных лессовых грунтов в г. Днепропет­ ровске усложняет строительство. Часто, одновременно с крепле­ нием бортов котлованов, необходимо улучшать грунты основания здания. Примером может быть работа, выполненная в г. Днепропет­ ровске по ул. Артема, 61. Строительство торгового центра велось на 175 участке, где просадка грунтов составляла более 12 см. Поэтому часть просадочных грунтов под защитой закрепления бортов была удалена, а часть их была закреплена, как показано на рис. 6 . Закрепление бортов котлована по способу армирования грунтовых массивов 131.05 Дно котлована ^Шлак s=200mm 130.85 Дно отрывки котлована 127.55 Низ армирования основания грунтоцементными элементами Грунтоцементные элементы Д=600мм\^ Рис. 6. Схема вьшолнения работ по закреплению бортов котлована и основания плитного фундамента. Перед началом проектирования на участке производства работ изготавливаются опытные ГЦЭ, из которых отбираются пробы на лабораторные испытания. По результатам испытаний расчетным путем определяются характеристики закрепленного массива. В не­ обходимых случаях выполняются испытания закрепленного масси­ ва штампом. В процессе работы отбираются образцы грунтоцемента из сфор­ мированных ГЦЭ, которые остаются для твердения в условиях, ко­ торые соответствуют твердению изготовленных ГЦЭ. Кроме того, из ГЦЭ, по истечении некоторого времени колонковым способом выбуривается керн, который испытывают для подтверждения про­ ектных характеристик грунтоцемента фактически изготовленным на площадке строительства. На рис. 7 показано выполнение работ по усилению грунтов ос­ нования плитного фундамента на участке в г. Днепропетровске по ул. Артема, 61. 176 Рис. 7. Вьшолнение работ по закреплению просадочных грунтов Л и т е р а т у р а 1. Особлйвості армування ірунтів вертикальними грунтоцемент- ними елементами / М.Л. Зоценко [та інші] // Будівельні конструк- ЦІ1 - К. : НДІБК, 2007. - №6 6 . - С. 65-67. 2. Крысан, В.И. Струйное и смесительно-струйное закрепление грунтов /В.И. Крысан //Сб. научных трудов ПГСА (Инновационные технологии диагностики, ремонта и восстановления объектов стро­ ительства и транспорта). 2004. - Вып. 30. - С. 132-136. 3. Крысан, В.И. Армирование насыпи подходов земляного по­ лотна к путепроводу грунтоцементными сваями / В.И. Крысан, В.В. Крысан // Будівельні конструкцй. - К. : НДІБК, 2007. - Вып. 6 6 . - 211 с. 177 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.155 ОПРЕДЕЛЕНИЕ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ СВАЙ С ПОМОЩЬЮ СТАТИЧЕСКИХ И ДИНАМИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ Мете М., Мусатова Е. АО Геотехническое Инженерное Бюро, г. Таллинн, Эстония Исходя из анализа содержания процессов в многокомпонентных средах при распространении ударных сферических волн рассмотре­ ны вопросы повышения устойчивости оснований зданий и сооружений при сейсмических воздействиях. С помощью специ­ ального устройства в поры песчаного водонасыщенного грунта в глубине толщи принудительно нагнетается воздух. Объемно - вязкое демпфирование гасит импульс и снижает давление на фронте проходящей через эту область сейсмической Р„ - волны. Proceeding from the analysis of a content of processes in multicom­ ponent environments at propagation of shock spherical waves questions of increase of stability of the bases of buildings and constructions are considered at seismic influences. By means of a special arrangement dur­ ing times of the sandy water-sated ground in depth of thickness is forced air is forced. It is volumetric - viscous softens influence extinguishes an impulse and reduces pressure at the front passing through this area seis­ mic Pw - waves. 1. Определение несущей способности свай по результатам ста­ тических испытаний Понятие несущей способности свай для различных инженерно­ геологических условий и для различных сооружений может иметь 178 различные трактовки и, в результате, отражать разные условия ра­ боты свай в грунте. Поэтому назрела необходимость определять несущую способность свай без связи с теми или иными численно конкретными нагрузками или осадками, а с такими понятиями нагрузок, которые были бы связаны с изменениями условий дефор­ мирования оснований свай в процессе их загружения и с проч­ ностными характеристиками грунтов. Для не очень слабых грунтов, как еще 60 лет назад показал Н.М. Герсеванов, в работе загружае­ мых свай допустимо выделить две стадии. Первая стадия - до пре­ дела пропорциональности между осадками и нагрузками, когда осадки сваи связаны с уплотнением грунтов основания сваи, и вторая - от указанного предела пропорциональности до предель­ ного состояния, в процессе которой осадки сваи связаны в основном с выпиранием грунта из-под острия сваи, уплотнение грунта имеет лишь второстепенное значение. О допустимости принятия двух названных стадий свидетельствуют результаты экспериментальных исследований многих авторов, среди которых можно, в частности, отметить работы Ю.В. Россихина [1] и Б.Бромса [2] Проведенные в ГПИ «Эстпромпроект» и в Каунасском политех­ ническом институте экспериментальные исследования позволили уточнить различные физические аспекты работы свай и связать их с прочностными параметрами грунтов [3]. При этом удалось выде­ лить 6 характерных нагрузок для обоснования физических аспектов работы свай. Указанные характерные нагрузки Pj, Р2, Р3, Р4, Р5 и Рб выделены на графике зависимости осадки S от нагрузки Р с учетом а) характера распределения нагрузки между острием (Рос) и боковой поверхностью (Рб) сваи б) изменения коэффициента Ь в приближенном выражении S = а t'’, связывающем осадку S со временем t на отдельных грузо­ вых ступенях (а - постоянный коэффициент), что в целом отражено на рис. 1 . Нагрузка Pi (влияние зацепления) характеризует работу сваи в упругой стадии, когда временные явления в грунте еще отсут­ ствуют, а остаточные осадки связаны с деформациями головы сваи, стыков составных свай и т.п. Вся нагрузка на сваю воспринимается только жесткой составляющей сцепления грунта по боковой по­ верхности сваи. На этом участке величина коэффициента Ь = 0. За­ кономерность распределения нагрузки Р между Рос и Рб в интервале 179 о < Р < Pi в опытах отсутствует, что объясняется недостаточной точностью измерений и особенностями работы свай-зондов при ма­ лых осадках. Нагрузка Р2 четко выделена при всех опытах. При ней наблюда­ ется изменение перераспределения между Рос и Рб. Если же Р < Р2, то основную роль играет боковое трение, которое принимает на се­ бя в результате перераспределения ту часть нагрузки, которая в начале нагружения попадает на острие. При Р > Р2, наоборот, доля нагрузки, воспринимаемая в начале боковой поверхностью сваи, постепенно перераспределяется на острие. Это происходит при Р < Р2 в течении 10-20 мин, а при Р > Р2 сравнительно медленно - за счет ползучести в процессе развития сопротивления грунта по бо­ ковой поверхности сваи. Нагрузка Р2 соответствует предельному сопротивлению грунта по боковой поверхности сваи. До этой нагрузки величина коэффициента Ь растет соразмерно нагрузке Р. До нагрузки Рз («предел пропорциональности») наблюдается близкая к прямолинейной зависимость между осадкой сваи S 180 и нагрузкой Р. Осадки сваи при Р < Рз связаны с уплотнением грун­ та под ее острием. При Р > Рз начинается выпор грунта из-под острия сваи и зависимость S = f(P) становится явно нелинейной. При Рз < Р < Рз нагрузка Р в основном передается на острие. При Р > Рз в большинстве опытов практически вся нагрузка передавалась на острие. При Рз < Р < Рз имеем Ь = const, затем следует скачкообразный рост этого коэффициента, что и позволит по графику Ь = f(P) нахо­ дить величину предела пропорциональности. Исключение состав­ ляют результаты испытаний в слабых грунтах, где изменение ин­ тенсивности роста коэффициента Ь происходит уже в интервале Рз < Р < Рз, т.е при нагрузках, меньше предела пропорциональности. Нагрузка Р4 характеризует т.н. «предельную» и соответствует последней ступени нагрузки перед критической Р5 . Величина Р4 за­ висит от многих факторов (в том числе и от времени «отдыха» сваи, величин ступеней, характера перераспределения нагрузки между боковой поверхностью и острием сваи, выдержки ступеней нагру­ зок, скорости затухания осадок во времени). Величина бокового трения в интервале Рз < Р < Р4 постоянная. Только в слабых глинах при больших скоростях развития осадок эта величина может не­ сколько снижаться. Величина коэффициента Ь в указанном интер­ вале нагрузок изменяется в соответствии с рис.1. В начале графика имеется участок, где эта величина постоянна, а потом наблюдается усиленный ее рост вместе с увеличением нагрузки. Нагрузка Р5 характеризует такое напряженное состояние грунтов под острием сваи, при котором касательные напряжения превыша­ ют величину предельного сопротивления сдвигу, т.е. наблюдается «провал» сваи. В слабых грунтах при Р = Р4 и при больших скоро­ стях развития осадок боковое трение падает и критическая нагрузка Р5 соответствует условиям прогрессирующей ползучести. При этом величина коэффициента Ь превышает 1 . Нагрузка Рб выделена для изучения зависимости между величи­ нами общей осадки S и обратимой части общей осадки 8 обр при нагрузках Рз < Р < Р4 для свай в различных инженерно- геологических условиях (рис. 2). При этом можно выделить два ха­ рактерных поля концентрации результатов опытов. Первое поле характеризует сваи, для которых общие осадки меньше 20мм. Для них характерна выраженная корреляционная зависимость между 181 So6p и S, которую приблизительно можно выразить связью: So6p = 0,4 S + 1,5 (при т| = 0,7). Это означает, что практически половина осад­ ки является обратимой. Корреляционная прямая разделяет поле I на две половины. Рис. 2. Зависимость между осадкой S и обратимой осадкой Зобр свай: Д - сваи «сцепления», х - сваи внутреннего трения в песках, ♦ - то же, в морене, • - сваи «защемления» Над прямой остаются в основном сваи «внутреннего трения», для которых обратимые деформации составляют примерно 30-40% от общих осадок. Под указанной прямой располагаются сваи «сцеп­ ления» и сваи, забитые через слабые глинистые грунты до более прочных, для которых обратимые деформации составляют 40-90%. Различия значений относительной величины обратимых деформа­ ций связаны с различным влиянием бокового трения свай в грунте и, по-видимому, прежде всего с различным жестким сцеплением. Для свай «внутреннего трения», которые забиты в пески и в морену, величина бокового трения и особенно величина жесткого сцепления намного больше, чем у свай «сцепления» и у свай «защемления». Большая величина бокового трения при разгрузке свай «внутренне­ го трения» препятствует их подъему и обратимым осадкам. Второе поле графиков на рис. 2 характеризует такие сваи, кото­ рые при нагрузке Рб имеют общие осадки более 20мм. Для подоб­ ных свай обратимые деформации составляют только 10-20% от об­ щей осадки свай. Для них корреляционная зависимость между об­ 182 ратимыми и общими осадками имеет вид: So6p = 0,2S +1,6 (при т| = 0,7). Изменения характера и величины обратимых деформаций при осадках более 20 мм объясняется, по всей вероятности, изменением напряженно-деформированного состояния грунта в основании сваи (его переходом из упруго-пластичного в вязко-пластичное состоя­ ние), что и вызывает развитие остаточных деформаций. Для лучгпего понимания физической сущности поведения свай под нагрузкой необходимо связать приведенные характерные нагрузки с прочностными характеристиками грунтов. Для этого используем ис­ следования Б.Бьеррума [4] и Н.Н Маслова [5] о физической сущности сопротивления сдвигу слабых глинистых грунтов в условиях неконсо­ лидированного дренированного сдвига. В ходе этих исследований бы­ ла раскрыта физическая сущность компонентов сопротивления сдви­ гу - угла внутреннего трения ф и сцепления С, и выявлены их измене­ ния при различных деформациях сдвига, что особенно важно для свай. На рис. За приведена зависимость между касательными напряжениями т и деформациями сдвига X. Учитывая результаты названных теорети- ческггх и экспериментальных исследований, на данном график приве­ дены зависимости сцепления С и угла внутреннего трения ф от дефор­ маций сдвига X. Рис. 3. Структура сопротивления грунтов сдвигу: - 7 = f (т), С = f (X), ф = f (7); б - т = f (о) при Тз и Zą 183 До некоторой величины т = Ті деформации сдвига отсутствуют и по Маслову [5] проявляется только жесткое сцепление. При ті < т < Тз деформации сдвига имеют обратимый характер и одновременно включены в работу жесткое сцепление и сцепление связности вод­ но-коллоидной природы. По своей величине Тз равно жесткому сцеплению. При т > Тз включается в работу внутреннее трение. В интервале Ті < т < Тз зависимость т = f (А.) имеет прямолинейный характер и тз является пределом пропорциональности при сдвиге. При нем уже полностью включены в работу оба компонента сцеп­ ления и некоторая доля внутреннего трения. Величина сцепления С при Тз - максимальная [4]. Указанная доля внутреннего трения наблюдается у супесей и может иметь двоякую физическую приро­ ду: быть действительно трением, но и быть компонентом зацепле­ ния, который для плотных разностей тоже зависит от вертикальной нагрузки по данным Гольдштейна. Величину тз Леонарде [6 ] и Маслов [5] называют порогом ползучести, т.к. при превышении его в плоскости сдвига уже проявляются процессы ползучести. Со­ гласно Л. Бьерруму, по своей величине касательное напряжение Тз равно сопротивлению сдвига при неконсолидированном недрниро- ванном сдвиге. При т > Тз с ростом деформации сдвига X компонент жесткого сцепления начинает уменьшаться. При некоторой деформации X = А.’ сцепление связано только с его восстанавливающейся ча­ стью. С падением сцепления нарастает внутреннее трение грунта, которое достигает своего максимума при т = Zą, т.е. при полной мо­ билизации сопротивления грунта сдвигу. Зависимость между каса­ тельными напряжениями и деформациями сдвига в интервале Тз < т < Т4 является криволинейной. Сопротивление грунта сдвигу как при Тз, так и при Т4 подчиняется закону Кулона: зависимость т = f (а) можно выразить в виде прямых, как это видно из рис. 36. При этом для Тз величина сцепления С больше и значение ф мень­ ше, чем при Т4 Для определения несущей способности свай приме­ няют параметры ф4 и С4 , находя по схеме предельного равновесия предел несущей способности грунта под острием сваи. Поэтому для глинистых грунтов при определении удельного бо­ кового трения свай они применяют величину сопротивления сдвигу грунта Си, определяемую при неконсолидированном недренирован­ 184 ном сдвиге. Как указывают Л.Бьеррум и А.Де Мэлло, это дает в условиях слабых грунтов удовлетворительные результаты. Учи­ тывая, что согласно Л.Бьерруму С = Тз, можно для определения бо­ кового трения использовать величину тз При касательных напряже­ ниях т > Тз в плоскости сдвига начинают проявляться процессы пол­ зучести, поэтому применение параметров С и ф, полученных при т = Тз, будет отвечать предпосылкам, которые приняли С.Мурояма и Т. Шибата в отношении природы бокового трения свай. Если использовать параметры сопротивления сдвигу при касатель­ ном напряжении Тз в формуле предельного равновесия, то появляется возможность теоретического определения предела пропорционально­ сти для грунта в зоне под острием сваи. Если касательные напряжения по поверхностям скольжения будут меньше Тз, выпора грунта из-под острия сваи происходить не будет, и осадки сваи будут связаны только с уплотнением грунта в этой зоне. Е1ри касательных напряжениях т > Тз начинается выпор грунта из-под острия сваи, который завершится до­ стижением предела несущей способности основания, когда на сфор­ мировавшихся поверхностях скольжения касательные напряжения до­ стигнут величины Tą. Из сказанного следует, что для определения нагрузки Pj необходи­ мо знать величину жесткого сцепления грунта на боковой поверхности сваи. Эта величина, например, играет большую роль в глинах твердой консистенции. Нагрузка Рз соответствует суммарному боковому тре­ нию, определяемому по величине касательного напряжения Тз. Зави­ симость между Тз и удельным боковым трением Тбок приведена на рис. 4. Для ленточных глин, морских супесей и рыхлых песков сходимость между названными величинами хорошая и отклонения не превышают 10%. Несколько больший разброс наблюдается у морских глин и суглинков, что объясняется существенной изменчивостью свойств этих грунтов в геологическом разрезе. Рассматриваемые зависимости оказываются несколько менее убедительными по отношению к море­ нам, где нарушения структуры при отборе монолитов и при подготовке образцов более заметно отражаются на величине тз, а некоторое уплот­ нение грунта при забивке свай существенно отражается на величине Тбок. При нагрузках Рз и Р4 сопротивление свай складывается из боко­ вого трения и сопротивления грунта под острием. Для определения 185 сопротивления грунта под острием при указанных нагрузках целе­ сообразно использовать формулу Г. Мейергофа. Значения нормальных напряжений Оз для грунта под острием сваи, которые соответствуют значениям касательных напряжений Тз, а также значения Gą, соответствующие значения zą, приведены в табл.1. Из таблицы видна лучшая сходимость между эксперимен­ тальными и расчетными величинами для аз, чем для 0 4 , что объяс­ няется некоторым дополнительным уплотнением испытываемых на сдвиг слабых глинистых грунтов (особенно супесей) при касатель­ ных напряжениях выше Тз. Обработка результатов испытаний на сдвиг показала, что для определения нагрузки Рб целесообразно использовать формулу Мейергофа для таких сдвиговых характеристик, которые отражают появление течения по поверхности сдвига по С.Месчану. Сравнение величин аз и а 4 для различных грунтов показало, что в глинистых грунтах эти величины больше зависят от условий фор­ мирования данного грунта и содержания в нем глинистых фракций (или от числа пластичности), чем от консистенции. Так, примерно одинаковую консистенцию имеют как ленточные глины в Пярну, так и моренные супеси в Таллинне ( I l = 1 , 6 . . . 2 , 0 ) . Рис. 4. Зависимость между Тбок и Тз: I - ленточные глины Пярну; II - слабые сорские глины и суглинки; III - слабые 186 морские супеси, Таллинн; IV - озерно-ледниковые супеси и суглинки, Таллинн; V - текучая морена Валга; VI- пластичная морена Тарту; VII - слабые пески с органикой; VIII - пески средней плотности Таблица 1 Величины нормальных напряжений Оз и Од для различных грунтов, определенные опытами и рассчитанные по ф. Мейергофа Наименование грунта аз, т/м^ а 4, т/м^ Количе- ство опы­ товопыт расчет опыт расчет Ленточные глины 22 20 100 96 36 Морские глины 12 10 75 120 3 Морские суглин­ ки 40 45 125 215 4 Морские супеси 70 65 150 400 8 Озерно­ ледниковые супе­ си 180 170 380 400 7 Текучая морена 220 190 700 910 5 Пластичная мо­ рена 600 550 1200 1400 3 Твердая морена 800 750 1600 1700 1 Кембрийские глины 1200 1350 2200 2400 6 Слабые пески с органикой 140 120 300 325 5 Пески средней плотности 500 550 950 1000 3 Плотные пески 900 850 1500 1600 2 То же можно сказать о валгаской текучей морене и озерно­ ледниковых супесях Таллинна (II = 0,85... 1,1). Твердая предглинто- вая морена и кембрийские глины тоже имеют близкие значения консистенции (II = 0,1). Но, как видно из табл.1 величины стз и стд в пределах сравниваемых грунтов отличаются существенно. Поэто­ му применение таблиц, которые учитывают только консистенцию 187 глинистых грунтов, для подсчета несущей способности свай неже­ лательно. Для определения коэффициента запаса необходимо знать зави­ симость между нагрузками Рз и Р4, которая дана на рис. 5. Она очень зависит от вида грунтов в основании сваи. На рис. 5 поле 1 занимают сваи «сцепления» забитые в слабые глины и суглинки. У них Рз близко Р4 (Рз ~ 0,8 Р4). Поле 2 занимает сваи «сцепления», забитые в слабые супеси. Для них в среднем Рз = 0,5 Р4 . Различный характер соотношения Рз и Р4 в глинах и супесях является следстви­ ем различных условий деформирования основания. Рис. 5. Связь между значениями Рз и Р4 для железобетонных свай: Д - сваи «сцепления», х - сваи внутреннего трения в песках, ♦ - то же, в морене, • - сваи «защемления» В супесях осадки свай в предельном состоянии больше, чем в глинах, что связано, в основном, с различным соотношением по­ рога ползучести и максимального сопротивления сдвигу. Для глин же эти величины мало отличаются друг от друга, поэтому мало от­ личаются и величины Рз и Р4 . Для супесей они к тому же различа­ ются существенно из-за включения в работу внутреннего трения грунта, что и повышает разницу между Рз и Р4 . Различное соотно­ шение между величинами Рз и Р4 для супесей и глин объясняется и различным характером изменения норового давления. Поле 3 объединяет сваи «защемления» и сваи «внутреннего тре­ ния», для которых Рз = 0,7 Р4 . Величина переходного коэффициента 0,7 была принята в СНиП П-Б. 5-62, действовавшего до 1967 г. 188 с помощью переходного коэффициента 0,7 можно для песков и морены определить предел пропорциональности через предельное состояние; применение же этого коэффициента для свай «сцепле­ ния» дает неправильные результаты, а именно - несущая способ­ ность свай в супесях переоценивается, а в глинах недооценивается. 2. Определение несущей способности свай по результатам динамических испытаний По данным Р.Д.Челлса имеется около 200 формул для определе­ ния несущей способности по результатам динамических испытаний. Основная их часть пригодна лишь для определения несущей спо­ собности свай в определенных инженерно-геологических условиях. Применение динамических формул без учета конкретных инженер­ но-геологических условий привело многих исследователей к мне­ нию о непригодности динамических формул для определения не­ сущей способности свай. При анализе динамических формул и сравнении результатов динамических и статических испытаний свай возникает вопрос, какие характеристики определяются динамическими испытания­ ми - суммарное боковое трение, «предел пропорциональности», предельная или критическая нагрузка. Н.М. Герсеванов отмечает, что по отказу свай можно определить только предел упругости сваи. Временное сопротивление может быть определено по отка­ зу в том случае, когда свая забита до предельного состояния. Многие авторы, принимая за основу формулу Герсеванова, пыта­ лись улучшить ее или найти поправочные коэффициенты для определенных инженерно-геологических условий, но забывали при этом, что формула Герсеванова выведена для определения предела пропорциональности, и не понимали, какую характери­ стику они стремятся определить. С целью выяснения возможности определения пропорциональ­ ности по динамическим формулам проанализировали 18 различ­ ных формул применительно к результатам испытаний 70 железо­ бетонных и 50 стальных трубчатых свай. По отказам при забивке свай и по результатам статических испытаний, которые проводи­ лись после 1,5...3 месячного отдыха свай, исследовалась возмож­ ность установления корреляционной зависимости между несущей способностью, определяемой по динамическим формулам, и «пределом пропорциональности». Коэффициент корреляции для 189 каждой формулы определялся методом наименьших квадратов. Результаты приведены в табл. 2. Таблица 2 Анализ применимости различных динамических формул для определения «предела пропорциональности» Рз № Формула Железобетонные сваи Металлические сваи Зависи­ мость Коэффи­ циент кор­ реляции Зависи­ мость Коэффи­ циент кор­ реляции 1 Г ерсеванова 1,2Р-6 0,78 0,95Р-3 0,77 0,8Р-10 0,50 0,64Р-10 0,40 Ł 1,06Р-6 0,82 0,91Р+3 0,92 3 Эст. нормы 2,0Р-17 0,72 - - 4 Гоу 1,ЗР-8 0,40 6,2Р-50 0,65 5 Вентера 0,98Р-4 0,87 0,42Р+2 0,63 6 Датская 0,58Р-8 0,66 0,42Р+2 0,63 Г ейта1 0,9Р-20 0,61 - - 7 Г ейта 11 1,0Р 0,90 0,92Р+3 0,91 Г ейта 111 1,0Р 1,0 1,0Р 0,98 8 Янбау 0,66Р-13 0,57 0,45Р 0,80 О Тикунова 1 0,94Р-5 0,80 Тику нова 11 1,ЗР-8 0,70 10 Русанова 1,6Р 0,70 Чернышева 1 4 7Р-17 0 84 11 Чернышева 11 8 6Р-35 0 98Чернышева 111 5ДР-20 0^82 12 Гилея 0,6Р-3 0,81 Из полученных данных видно, что для определения предела пропорциональности пригодны почти все приведенные формулы (с определенными оговорками и поправочными коэффициентами), некоторые больше, а некоторые - меньше. Формула Герсеванова приняли основной для соответствуюгцих сравнений. Первые опыты (6) дали хорошую сходимость между пределом пропор­ циональности и рассчитанной с помогцью формулы Герсеванова (по отказам, замеренным не при добивке, а при забивке свай) «предель­ 190 ной нагрузкой» без коэффициента 0,7. Дальнейшие исследования позволили уточнить пределы применимости формулы Герсеванова (10). В частности, зависимость между величиной отказа при забивке и коэффициентом: К = Ргерс/Рзабив (рис. 6), показывает, что лучшая сходимость между результатами полученными по формуле Гер­ севанова, и пределом пропорциональности отмечается в интервале отказов е = 2... 15мм. При е > 15мм формула Герсеванова дает заниженные результаты. Завышеные результаты наблюдаются при е < 2 мм. Установленные пределы подтверждают, что формула Герсеванова применима только для определения предела пропорци­ ональности. Анализ статических испытанийпоказал, что боковое трение полностью мобилизуется при «сдвиговой осадке» 1,5...2,5 мм (Рг), а предел пропорциональности достигается при осадках 5... 15 мм (в зависимости от деформативности грунта под острием сваи и от длины сваи). Когда отказы при забивке не менее 2 мм (т.е. менее сдвиговой осадки) потери энергии из-за поглощения ее боко­ вой поверхностью намного больше, чем при отказах более 2 мм. При отказах более 15...20 мм из-за разрушения структуры грунта деформации выпора грунта из-под острия сваи преобладают, т.е под острием возникает критическое напряженное состояние грунта. По всей вероятности, формула Герсеванова не может отразить работу сваи при достижении критического состояния грунта под острием. Лучшие результаты в инженерно-геологических условиях Эстонии дает применение видоизмененной формулы Гейта (рис. 7) Э.Киллар 191 предложил изменить в ней величину коэффициента «К», увязав ее с отказом и с энергией удара. Если при определении коэффициента «К» учитывается только отказ, то коэффициент корреляции дости­ гает 0,9. Для железобетонных свай, если их отказ менее 5мм, полу­ чаем К = 3, а при е = о, 1... 0,2 см имеем К = 4. т X р , . , = к ^ о ,? а н / . X . / / ” ■ . / « —7 • ■ • / / * / . / Л ________ X / •к=г <к=3 юе Рис. 7. Связь между Рз и величиной РгеИт-киллар подсчитанной при значениях К = 2 и 3. Как отмечалось, в некоторых инженерно-геологических услови­ ях Эстонии применение динамических формул дает искаженные результаты. Это происходит в следующих случаях: 1. Если в разрезе имеются глинистые грунты твердой и твердо­ пластичной консистенции (кембрийские глины, предглинтовая морена, девонские глины), то в них происходит сильное перемятие грунта в ходе забивки, связанное с сопротивлением сдвигу, которое составля­ ет лишь 10-30 % от значения в природном состоянии. В течении «от­ дыха» в подобных грунтах большая часть сопротивления сдвигу вос­ станавливается, достигая после 2-3 месячного отдыха 0,5...0,8 от пер­ воначального значения. Так, испытания в Таллинне показали, что при забивке с отказами е = 0,8... 1,5 см несущая способность свай равна 25...5о тс. В ходе «отдыха» этих свай величины бокового трения до­ стигают 5... 12 т/м, а их предел пропорциональности в 3... 4 раза пре­ вышает величины, которые определены по динамическим формулам. 192 в подобных глинистых грунтах применение динамического метода надо считать нецелесообразным. 2. Если в разрезе имеются супеси с консистенцией около 1, а отказы в процессе забивки сваи е < 0,3см, то динамический метод в 2... 3 раза переоценивает несущую способность сваи, что объясня­ ется проявлением отрицательного порового давления в уплот­ ненной зоне под острием сваи (уплотнение под острием имеет для супесей большое значение). Последующее снижение во времени несущей способности связано с изменением знака порового давле­ ния и с релаксацией напряжений. В тех же грунтах при е>1,5см за­ бивка сваи вызывает полное нарушение структуры супесей под острием и переход грунта в текучее состояние. Сопротивление сдвигу подобной массы близко к нулю. Из вышеизложенного сле­ дует, что если желательно применять динамический метод испыта­ ний свай в супесях, необходимо выбирать энергию удара молота так, чтобы отказы находились в пределах 0,7... 1,5 см. 3. Если в грунтовой толще имеются напорные грунтовые воды, или если разрез сложен грунтами, чувствительными к динамиче­ ским воздействиям (южно-эстонская морена, пески с органическим веществом в виде коллоидов, озерно-ледниковые супеси), то возни­ кающее при забивке свай в такие грунты гидродинамическое давле­ ние обычно увеличивает отказ. Это приводит к недооценке несущей способности свай, определенной по динамическим формулам. Если же имеются плотные пылеватые и мелкие пески, то напорные воды и гидродинамическое давление грунтовой воды вызывают времен­ ный рост сопротивления грунта под острием при забивке свай и снижение отказов в ходе забивки. Как следствие, несущая способ­ ность сваи переоценивается. Поэтому в подобных условиях дина­ мические испытания свай должны использоваться как вспомога­ тельный метод совместно со статическими испытаниями. 4. Если разрез сложен рыхлыми песками (в том числе с органическим веществом) и гравийно-галечными грунтами, то динамические воздействия обычно вызывают разрушение структу­ ры песков и снижение их сопротивления сдвигу, что приводит к за­ вышению отказов и к недооценке несущей способности свай. В гра­ вийно-галечных же грунтах, для оценки плотности и прочности ко­ торых пока еще отсутствуют единые методы, при забивке свай установлены несколько заниженные величины отказов, что приво­ 193 дит к завышенным значениям несущей способности свай, получае­ мым по динамическим формулам. Литература 1. Россихин, Ю.В. Использование инженерных методов для расчетов развития во времени осадок оснований. Методы оценки эффективности фундаментов с учетом фактора времени / Ю.В. Россихин. - Рига, 1975. - С. 5-87. 2. Broms, В. Pile foundation for the Kuwait Towers / B. Broms, L. Hill. - Moscow, 1973. -VIIIICOSMAFE. -P . 33-39. 3. Мехе, M.O соответствии расчетных схем и расчетных параметров. Инженерные изыскания для строительства / М. Мете. - Вильнюс, 1975. - С. 42-45. 4. Bjerrum, L. Problems of soil mechanics and construction on soft clays and unstable soils / L. Bjerrum. - Moscow, 1973. - VIII ICOSMAFE. -P . 111-152. 5. Маслов, H.H. К оценке устойчивости и деформации гидро­ технических сооружений / И. И. Маслов //Труды 1 Всесоюзного Симпозиума по реологии грунтов. - Ереван: 1973, - С. 69-85. 6. Eeonards, G.A. Main session / G.A. Eeonards. - Moscow, 1973. - VIII ICOSMAFE. - P. 69-85. 7. Eind, E. Vaiade kandevSime maaramine. Ehitusgeoloogia kogumik II / E. Eind, M. Mets. - Tallinn, 1967. - P. 83-87. 8. Murjama, S. The bearing capacity of a pile driven into soil and its new measuring method. Soil Found / S. Muijama, T. Shibata. - 1960. - Vol. I, № 2. - P. 2. 9. De Mello, V. Foundations on buildings in clay / V.De Mello. - Mexico, 1969. -V II ICOSMAFE. -P . 49-136. 10. Результаты динамических испытаний свай / К. Вентер [и др.] // Конференция Каунаского Политехнического Института. - Каунас, 1969.-С . 152-157. 11. Еерсеванов, Н.М. Собрание сочинений / И. М. Еерсеванов. - M. , 1947.-Т .1 -С . 283. 12. Месчан, С.Р. Экспериментальное исследование реологических свойств глинистых грунтов при сдвиге / С.Р. Месчан // Труды 1 Всесоюзного Симпозиума по реологии грунтов. -Ереван : б.н., 1973. -С . 86-131. 194 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.151 УКРЕПЛЕНИЕ СЛАБЫХ ГРУНТОВ В ОСНОВАНИИ НАСЫПИ АВТОДОРОГИ ПРИ ПОМОЩИ СТРУЙНОЙ ЦЕМЕНТАЦИИ Малинин А.Г., Гладков И.Л., Жемчугов А.А. ГК «ИнжПроектСтрой», г. Пермь, Россия Описан опыт применения технологии струйной цементации грун­ тов для решения задачи укрепления слабых грунтов в основании насыпи автодороги. Дана схема укрепления основания грунтоцемент­ ными колоннами с гибким ростверком. Изложен метод расчета укреп­ ленных оснований, а также приведено описание методов оперативного контроля характеристик грунтоцементных колонн. This article provides the results of using jet grouting technology to solve a problem of the soft grouting stabilization in the embankment base. The authors describe the scheme of bottom reinforcement by jet columns with a non-rigid grilliage and the calculation method of stabi­ lized bases. The article presents some methods of the monitoring jet grout column characteristics. В настоящее время ведется строительство нового участка федеральной автомобильной дороги М-53 «Байкал» Алзамай - Разгон (км 1251 - км 1261). Одним из вспомогательных сооружений является арочная труба через р. Моховую. В районе подходов к арочной трубе высота насыпи автодороги достигает 7,5 м. При этом характерное геологическое строение основания насыпи представляет собой напластование слабых глинистых грунтов 195 с модулем деформации Е = 2...5 МПа, которые подетилают пеечаные и тугоплаетичные глиниетые грунты е модулем деформации = 20...30 МПа. Мощноеть елабых глиниетых грунтов изменяетея в диапазоне от 7,0 до 16,0 м. Характерный поперечный разрез предетавлен на рие. 1. Рис. 1. Поперечный разрез проектируемой автодороги Результаты раечетов показали, что в елучае уетройетва наеыпи на еетеетвенном оеновании оеадка оенования наеыпи еоетавит более 1 м. Для уменьшения величины деформации разработана ехема укрепления елабых грунтов в оеновании наеыпи при помощи уетройетва грунтоцементных колонн по технологии етруйной цементации грунтов. Сущноеть этой технологии заключаетея в иепользовании энергии выеоконапорной етруи цементного раетвора для разрушения и одновременного перемешивания грунта е цементным раетвором [1]. Результатом етруйной цементации грунтов являетея грунто­ цементная колонна, материал которой обладает более выеокими прочноетными и деформационными характериетиками по еравне- нию е начальными характериетиками укрепляемого маееива. Предложенная конетрукция укрепления оенования предетавляет еобой армированный маееив из грунтоцементных колонн диаметром 750 мм е гибким роетверком. Колонны уетраивают е шагом 3,0 х 3,0 м по треугольной еетке, длина колонн определяетея мощноетью елабых грунтов иеоетавляет 8,0... 17,0 м. Для еооружения гибкого роетверка поверх оголовков грунтоцементных колонн уетраивают подушку из щебня толщиной 600 мм. В тело подушки по мере ее возведения укладывают геоеетку в двух уровнях по ее выеоте (рие. 2). 196 3DD0 Рис. 2. Схема укрепления основания грунтоцементными колоннами Для определения эффективности предложенного решения была проведена серия расчетов по определению деформируемости осно­ вания, укрепленного по приведенной схеме (см. рис. 2). Расчеты выполняли в плоской постановке в программном комплексе Alterra, основанном на методе конечных элементов (рис. 3). Полученная максимальная осадка основания насыпи оказалась 30 см. Максимальные сжимающие напряжения в грунтоцементе составили 1,98 МПа (рис. 4). И V ІІІІІІІ Рис. 3. Распределение относительных деформаций в грунтовом массиве при устройстве насыпи на укрепленном основании. 197 1,0000 i.tóao i,1?00 I,1S2U 1,3440 1,3060 i.ioao l,4300 l.4'^30 1,5540 1,6160 l,G7$IO i.MOO 1,9030 l,S640 1,4360 l,93SO ,01500 „1:20 .,1?40 ,3360 „2990 ,3600 „4220 .4640 „5460 ,6060 „6700 .,?320 ,7440 „6560 ,4130 „9300 Рис. 4. Распределение сжимающих напряжений (МПа) при устройстве насыпи на укрепленном основании Для укрепления основания насыпи были запроектированы и выполнены более 1000 грунтоцементных колонн общей длиной 12000 м (рис. 5). Для обеспечения заданных проектом значений прочности на сжатие и модуля деформации грунтоцемента принят расход цемента 350 кг/м колонны. В связи с тем, что глинистые грунты заторфованы, для их качественного закрепления предусмотрели ряд дополнительных мероприятий. С целью раскисления грунта бурение лидерной скважины проводили с применением водного раствора технической соды. Для уско­ рения процесса гидратации цемента и повышения прочностных свойств грунтобетона в цементный раствор добавляли хлористый кальций. В период производства работ диаметр колонн определяли непосредственно после их устройства с помощью специального измерительного оборудования (рис. 6) [2]. Кроме того, оперативно полученная информация о диаметре колонн позволила установить правильный технологический режим для обеспечения проектного диаметра. С целью определения фактической прочности грунто- 198 цемента из колонн выбуривали керны цилиндрической формы и проводили испытания в лабораторных условиях (рис. 7). Рис. 5. Производство работ по технологии струйной цементации грунтов - ■л-'^ Льр- Рис. 6 . Измерение диаметра грунтоцементной колонны Проведенные измерения подтвердили правильность выбранных геометрических и прочностных характеристик грунтоцементных колонн. Величины замеренных диаметров колонн лежали в диапазоне от 700 до 800 мм. Предел прочности грунтоцемента на сжатие составил 2,1... 3,5 МПа. По завершении устройства грунтоцементных колонн оголовки были откопаны, и поверх них устроен гибкий ростверк и возведена насыпь (рис. 8). 199 Рис. 7. Керны, выбуренные из тела грунтоцементной колонны Рис. 8. Устройство гибкого ростверка Опыт проведенных работ показывает, что применение техно­ логии струйной цементации позволяет успешно решать задачи укрепления слабых грунтов оснований в транспортном строи­ тельстве. Литература 1. Малинин, А.Г. Струйная цементация грунтов / А.Г. Мали­ нин. - М. : Стройиздат, 2010. 2. Малинин, А.Г. Экспериментальные исследования диаметра грунтоцементных колонн в различных грунтовых условиях / А.Г. Малинин, И.Л. Гладков // Основания, фундаменты и механика грунтов. - 2011. - № 3. 200 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.131.3 О КАРСТООПАСНОСТИ И ПРОТИВОКАРСТОВОЙЗАЩИТЕ ОСНОВАНИЙ И ФУНДАМЕНТОВ Мулюков Э.И., Урманшина Н.Э., Галимнурова О.В. ФГБОУВПО «Уфимский государственный нефтяной технический университет» Рассматривается строительное карстоведение, включающее рас­ творимость пород, инженерно-геологические условия г. Уфы (как пример закарстованных территорий), карстоопасность территорий и противокарстовая защита оснований и фундаментов. Впервые сформулирован закон строительного карстоведения. The article reveals the study of karst construction, including the rock solubility, geological and engineering conditions of Ufa city (as an ex­ ample of karsted territories), karst danger of territories, anti-karst protec­ tion of bases and foundations are also given here. For the first time the law of karst construction study is formulated. Введение. Карстоопасность и противокарстовая защита основа­ ний и фундаментов при освоении и эксплуатации закарстованных территорий является предметом строительного карстоведения - нового направления в инженерной геологии. Проектировщики Башкирии впервые с проблемами строительно­ го освоения закарстованных территорий соприкоснулись в 1969 г. в связи с отказами оснований по «вине» карста и с необходимостью вынужденного усиления фундаментов [1,2, 3]. 201 в Башкирии за более чем 40-летний период, накоплен опыт изысканий, проектирования, мониторинга и оценки «поведения» объектов на закарстованных территориях, что послужило материа­ лом для региональных нормативных документов [ВСН 2 -86.РБ, ТСН 302-50-95.РБ, РСН 1-91.РБ], а также для разработки соответ­ ствующих изобретений по конструктивной защите фундаментов. Растворимость пород. Карстующиеся породы прежде всего выделяются по степени растворимости в воде. Их растворимость qsr изменяется в диапазоне более пяти порядков: 0,01< qsr >357 г/л. Этот основной параметр предопределяет и диапазон карстовых де­ нудаций в недрах в широком интервале: О^оо, т. е. от незначитель­ ных осадок основания до провала. Незначительные деформации основания, как результат кластокар- ста в глинистых грунтах, включающих растворимые фракции, соизме­ римы с величиной закономерной осадки обычного грунтового основа­ ния при дополнительном давлении фундамента и обнаруживаются своей неравномерностью. При этом ленточные фундаменты и несущие стены здания в условиях кластокарста «потрескивают» со спорадиче­ ским развитием трещин малого раскрытия. Растворение пород, как результат контакта с карстовыми про­ точными водами, происходит тю Д. С. Соколову [4], т.е. при наличии пяти обязательных условий, но с учетом и шестого дополнительно­ го антропогенного фактора [5]. Скорость растворения породы пропорциональна площади кон­ тактирующей поверхности с водой, т. е. увеличивается при кавер- нозности, трещиноватости, дисперсности и иного развития скваж­ ности. Естественно, растворение зависит от режима движения под­ земной воды, ее минерализации и температуры, наличия в ней тон­ козернистых нерастворимых коллоидных частиц грунта, pH среды, растворенных химикатов и др. факторов [6]. Растворимость карбонатов в воде составляет всего-то 0,07 г/л. Этот показатель труднорастворимости породы нами объясняется прочностью ковалентных связей в кристалле и плотной упакован- ностью его решетки. За период существования здания (150-200 лет) в пятне застройки в толщах карбонатных пород в припо­ верхностных осадочных отложениях, часто переслаивающихся с глинами, новые полости не могут сформироваться и тем более пробиться провалом вверх в зону основания фундамента. 202 Сульфаты, имеющие более слабые ионные связи в кристалле, имеют растворимость в диапазоне 2 . . . 160 г/л, т. е. являются средне - и легкорастворимыми. Под основанием фундамента в покрывающих толщах могут возникнуть за инженерное время но­ вые разуплотненные зоны благодаря растворению и гравитации в результате карстопроявления в ниже залегающих сульфатах в виде проседаний разной величины либо даже провала. При таком прогнозе нужны осмотрительность и принятие упреждающих мер по защите сульфатов от растворения, что позволит исключить сверхнормативные осадки основания. При ожидаемых значитель­ ных деформациях основания вплоть до проседания и даже провала в сульфатах и в покрывающих толщах дополнительно фундаменту и соответствующим наземным несущим конструкциям придают свойство срабатываемости на возникшую особую карстовую нагрузку. Например, дискретный сборный ленточный фундамент мелкого заложения можно превратить при его закладке в балку- стенку, перекрывающую возникший впоследствии провал (просе­ дание) по нашему изобретению № 2397292. Галоиды - лидеры по растворимости (« 357г/л) обязательно тре­ буют реализации особых мер защиты. В галоидах тоже ионный тип связи в рыхлой решетке, которая имеет самую простую сингонию кристалла в виде простейшего куба с ионами натрия и хлора в углах и узлах решетки. Территории, подстилаемые скоротечно растворя­ ющимися галитами, малоперспективны к строительному освоению и чреваты значительным ущербом и затратами на реставрацию ава­ рийно поврежденных объектов, что имело место в Березниках Пермского края. Упреждающая конструктивная противокарстовая защита фундамента и остова здания (сооружения) должна быть эко­ номически обоснована. Инженерно-геологические условия г. Уфы. Город Уфа распо­ ложен в междуречье Белой, Уфы иДемы. Его центральная часть размещена на водораздельном приподнятом плато (на отм. « 120... 190 м), представляющем собой сохранившийся от размыва останец верхнепермских отложений. Ширина плато изменяется от 4 до 10 км и представляет вытянутый «полуостров» длиной 17 км, омываемый с трех сторон реками. В геологическом строении терри­ тории участвуют следующие нижеупомянутые отложения. Сверху уфимский ярус, представленный переслаиванием песчаников, алев­ 203 ролитов и аргиллитоподобных глин, известняков и мергелей, раз­ рушенных известняков и известковистых глин в основании (Соли­ камский горизонт) общей мощностью от 30...40 до 60...80 м. Эти отложения нерастворимых и труднорастворимых пород в виде линз и прослоек образуют водонепроницаемый экран по документаль­ ным данным инженерно-геологических изысканий и согласно пуб­ ликациям [7]. Уфимский ярус повсеместно подстилается гипсово­ ангидритовой толщей кунгурского яруса. В пределах междуречья уфимский ярус на значительных площадях перекрыт чехлом акча- гыльских и общесыртовых глин мощностью от 5... 10 до 30...40 м и четвертичных делювиальных суглинков мощностью до 10 м. В долинах рек уфимский ярус почти полностью размыт и четвертичные аллювиальные песчано-гравийно-галечные отложе­ ния и кинельские глины с размывом ложатся на гипсово­ ангидритовую толщу кунгурского яруса и полностью выполняют палеорусла р. Белой и Уфы, имевших глубину вреза 80... 120 м. Уфимский ярус богат древними подземными и поверхностными карстовыми формами, образовавшимися в минувшие геологические периоды, в эпохи континентальных процессов, во времена затопле­ ния. В «сухое» время эти древние карстовые формы оказались в основном погребенными за счет грунтовых наносов разной мощ­ ности (0,3... 5 м) [7, 8]. Гидрогеологическая обстановка «полуострова» представлена двумя уровнями воды - верхним и единым нижним. На отм. 170... 190 м находится верхний уровень инфильтрогенных вод, со­ стоящих из атмосферных осадков, поступающих в зону аэрации гидросферы и достигающих уровня грунтовых вод, т.е. верховодки. Вода этого уровня увлажняет поверхностный слой грунта, расходу­ ется на испарение, склоновое стекание и увлажнение (подтопление) техногенных грунтов, вмещающихся в локальные формы, такие как древние воронки, проседания, поноры, логи и овраги, ныне оказав­ шиеся подземными. Вторым источником восполнения верховодки являются антропо­ генные факторы, определяющим из которых являются утечки, про­ ливы, смывы техногенных вод [9, 10]. Антропогенные воды уско­ ряют подземные процессы в 80... 100 раз против естественных при­ родных скоростей [11]. 204 На отм. «80 м находятся единая уроненная поверхность и единая область разгрузки и питания вышеназванных трех рек в зоне кун- гурского яруса на окраинной пониженной городской территории. Вышеназванные малые реки формируют бассейн реки Кама, об­ водняют сульфатные породы кунгурского яруса и не имеют «отно­ шения» к карбонатным толщам уфимского яруса. Таким образом, в центре Уфы на высоких отметках и на склонах иногда наблюдаются условия для развития сверхнормативных де­ формаций оснований осадочно-оползневого типа в условиях верхо­ водки, подтопляющей насыпные толщи в объемах палеооврагов и палеокарстовых форм останца [4, 9, 12]. Причина деформаций зданий заключается в переувлажнении грунтов и снижении проч­ ностных и повышении деформационных параметров. Строго цилиндрические же виртуально-мифические провалы в современную эпоху голоцена, «просверленные» через рассматри­ ваемые сухие карбонатно-глинистые толщи, в т. ч. в сводах палео­ полостей, не могут зародиться на уфимском останце и реализоваться из-за отсутствия трех обязательных условий для развития карста, т. е. скважности пород, наличия воды и ее проточ­ ности. В кур турском ярусе на отм. « 80 м налицо все 5 обязательных, а также шестое антропогенное, условия для развития сульфатного карста с проявлением поверхностных проседаний и иных деформа­ ций, ВТ. ч. с образованием провалов, что и подтверждается в действительности многолетними наблюдениями. Что касается га­ логенных (соляных) пород, то они в Башкирии, в т.ч. в рассмотренных толщах, практически отсутствуют [13]. Карстоопасность территорий. Предтеча карстоопасности за­ ключается в растворимости пород, обладающих скважностью. Вто­ рой субстанцией карстового процесса является вода с коррозионной способностью, т. е. с низкой минерализацией. Сопутствующим яв­ ляется проточный режим подземных вод как пятый фактор. Кроме того, как выше отмечено, на карст влияет внешний шестой антропо­ генный фактор, который активизирует либо пассивирует природ­ ный карстово-суффозионный процесс. Например, водозабор под­ земных вод с прилегающей территории, подтопление в результате строительства гидротехнических объектов (водохранилищ) и др., либо, наоборот, водопонижение, осушение территорий. 205 Считается, что «свежие» крупные полости в карбонатных поро­ дах, перекрытых толщей нерастворимых водонепроницаемых напластований, возникнуть не могут под воздействием техногенных факторов [10], что подтверждается и на уфимском останце. Растворимость пород принята за главный фактор, как определя­ ющий устойчивую работу либо отказ основания нефтепроводов и в других регионах [14]. Технический регламент о безопасности зданий и сооружений (№ 384-ФЗ) законодательно предписывает учитывать опасные природ­ ные процессы и явления (ст. 2.12). Однако карст в этом законе отне­ сен к числу «иных негативных воздействий» на здания и соо­ ружения. Это перекликается с нашим мнением в том плане, что опасность карста порой преувеличена особенно в условиях карбо­ натно-глинистых переслаивающихся толщ, как это имеет место на уфимском вышеописанном карстовом косогоре (останце). Представляет интерес обобщение мирового опыта классифи­ каций территорий (12 стран) по степени карстоопасности [15]. Оказалось, что ни в одной из 17 классификаций не названы так­ соны, касающиеся сущности именно физико-химического про­ цесса растворения породы. Все классификации базируются на уже свершившихся максимальных карстовых событиях: провалы и их частота, вербальная оценка, вероятность кар сто проявлений, балльная оценка. Считается [15], что «существующая в настоящее время офици­ альная классификация закарстованных территорий по интенсив­ ности ... и диаметрам провалов позволяет оценить вероятность поражения ... ши ... повреждения сооружения за заданное время, ... соизмеримое с расчетным сроком службы большинства соору­ жений. Именно эти величины ... могут быть объективными кри­ териями категорий карстоопасности». Авторы цитаты оперируют только с конечным максимальным значением вышеназванного ин­ тервала карстовых деформаций, т. е. только с провалом, умалчивая растворимость породы и широкий диапазон величины деформаций основания и земной поверхности. Противокарстовая защита (ПКЗ). Мероприятия по ПКЗ осно­ ваний и фундаментов предусматривают на территориях, в геоло­ гическом строении которых наблюдаются пять обязательных усло­ вий для развития карста и возможность влияния на процесс шестого 206 условия - антропогенного фактора. При этом учитывают прогноз­ ную оценку изменения природных условий либо проявления антро­ погенного фактора, ускоряюгцего развитие карста в конкретных по­ родах в заданный срок. Противокарстовая загцита рассматривается в двух направлениях: 1) Загцита грунтов основанггя от растворенггя в течение всего прогнозного периода эксплуатации путем планировочных, водоза- гцитных и противофильтрационных, геотехнггческих и эксплу­ атационных мер. 2) Придание собственно фундаменту и при необходимости наземным несугцим конструкцггям жесткости и геометрической не- измеггяемости при возникновении особой карстовой нагрузки путем введения дополнительной конструктивной загциты, срабатываюгцей только при отказе основания и находивгпейся в резерве на случай отказа основания. Однако в нормативном документе указано, что основным рас­ четным параметром при проектггровании ПКЗ сооружения является расчетный диаметр карстового провала [16]. Следует добавить в соответствии с выгпеизложенным, что должны быть учтены рас­ творимость породы и возможная в ожггдаемом интервале деформа­ ция основанггя. Больгпое загцитное влияние оказывают покрываю- гцие толгци водоупорных нерастворимых пород в качестве проти- вофильтрационных экранов. Закон строительного карстоведения. Выгпеизложенное позво­ лило впервые сформулггровать закон строительного карстоведенггя: «Состав, строение, свойства и режим растворенггя карстуюгцггхся пород предопределяются ггх генезисом и налггчием пяти обязатель­ ных прггродных условий активизации карста: порода, ее скваж­ ность, вода, ее минерализованность и проточность. Его пассивация происходит при отсутствии одного любого из этих пяти условий. Карст воспринимает и антропогенный (гпестой) фактор, характери­ зуется подземными и поверхностными проявленггями, является естественным динамггчньгм состоянием земной коры и требует про­ гноза дальнейгпего его развитггя и ггриггятия при необходимости уггреждаюгцих противокарстовых мероггрггятий для снижения риска в строительной деятельности». Закон нацеливает на необходимость обоснованно подходить к проблеме застройки закарстованных территорий, с позиций стро­ 207 ительного карстоведения, выбирать методы целесообразной проти- вокарстовой защиты. В заключение смеем отметить, что противокарстовые мероприя­ тия относительно основания и конструктивная защита фундаментов и остова здания нами рассматривается как творчески-аналитическая работа специалистов по оценке природной карстовой обстановки и по принятию адекватных технических, часто комплексных реше­ ний, синтезирующих профессиональные замыслы инженера-геолога и инженера-строителя, учитывающие и положения закона строи­ тельного карстоведения. Вышеприведенная многоплановая научно-производственная де­ ятельность авторов реализована на практике благодаря творческому сотрудничеству между специалистами БашНИИстроя, ЗапУрал- ТИСИЗ’а, Башкиргражданпроекта, АСФ УГНТУ и подрядных стро­ ительных организаций в составе бывшего Главбашстроя. Литература 1. Мартин, В.И. Об опыте изысканий, проектирования строи­ тельства и усиления фундаментов зданий на закарстованных терри­ ториях / В.И. Мартин, Э.И. Мулюков, Г.С. Колесник // Инженерная геология. - 1983. -№ 4. - С. 63-71. 2. Опыт строительства промышленных и гражданских зданий на закарстованных территориях Башкирии / Э.И. Мулюков [и др.] // Противокарст. защ. объект, стр-ва: Мат-лы Всесоюзн. науч.-техн. совещ. - Куйбышев : КуИСИ, 1990. - С. 25-28 3. Мулюков, Э.И. История строительства и ликвидации здания, построенного на палеокарстовых воронках / Э.И. Мулюков, Н.Э. Урманшина, Г.С. Колесник // Труды науч.-техн. конф., по- свящ.50-летию БашИИИстроя. - Уфа, БашИИИстрой. - 2006.- Т .2 .-С . 98-106. 4. Соколов, Д.С. Основные условия развития карста / Д.С. Соко­ лов // Бюлл. МОИП, отд. геол. - 1951. - №2. 5. Мулюков, Э.И. О карстомониторинге и обязательных услови­ ях развития карстового процесса / Э.И. Мулюков // Расчет и проектир. оси. и фунд. в сложи, инж.-геол. уел. - Воронеж : ВГА- СА, 1999.-С . 99-101. 208 6. Мулюков, Э.И. Об инженерно-строительной карстологии / Э.И. Мулюков, Н.Э. Урманшина // Тр. межд. конф. по геотехнике: геотехн. проблемы мегаполисов : в 5 т. - М. : НИИОСП, ПИ «Ге­ ореконструкция», - 2010. - Т. 4. - С. 1891-1896. 7. Смирнов, А.И. Типы карста и современная активность его развития на Южном Урале и в Предуралье / А.И. Смирнов // Мат- лы межд. симпоз. Карстоведение - XXI век: Теоретическое и практическое значение. - Пермь : Пермгосуниверситет, 2004. - С. 90-94. 8. Травкин, А.И. Прогноз карстоопасности и районирование за- карстованных территорий на примере центральной части г. Уфы : автореф. дис. ... канд. / А.И. Травкин. - М. : ПИИИИС. 1989. - 21 с. 9. Мартин, В.И. Антропогенная активизация карста и противокарстовая защита / В.И. Мартин, А.И. Травкин, Э.И. Му­ люков // Инж. геол. карста: Докл. межд. симпоз. : в 2 т. - Пермь : изд. Перм. ун-та, 1993. - Т. 1. - С. 336-343. 10. Кожевникова, В.И. Методика оценки устойчивости закар- стованных территорий / В.И. Кожевникова // Инженерная геология, 1984. - Х° 2. - С. 26-40. 11. Newton, J. Induced sinkholes: An engineering problem / J. New­ ton // J. Irrigation and Drainage Division./ Proc. Amer. Soc. Civil Engi­ neers. - New York, 1981.-Vol. 107.-X °2 .-P . 175-185. 12. Мулюков, Э.И. О карстовом процессе и строительном освое­ нии закарстованных территорий (на территории Башкирии) / Э.И. Му­ люков // Оси., фунд. и мех. Грунтов. - 1998. - Х° 1. - С. 16-19. 13. Атлас Республики Башкортостан. - Уфа : Китаи, 2005. - 420 с. 14. Методика инженерно-геологического районирования на ос­ нове балльной оценки классификационного признака / В.В. Середин [и др.] // Инженерная геология. -2011. - Сентябрь. - С. 20-25. 15. Толмачев, В.В. Еще раз о классифицировании закарстован­ ных территорий по степени их опасности / В.В. Толмачев, М.В. Леоненко //Мат-лы межд. симпоз. Карстоведение - XXI век: Теорет. и практ. значение. - Пермь : Пермгосунивер, 2004. - С. 230-234. 16. СП 22. 13330. 2011. Основания зданий и сооружений. - М. : Минрегион, 2010. - 162 с. 209 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.131 ОПЫТ УСИЛЕНИЯ ФУНДАМЕНТОВ ПРИ МОДЕРНИЗАЦИИ ЦЕЛЛЮЛОЗНО-БУМАЖНЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ Невзоров А. Л., Никитин А. В., Аксенов С. Е., Заручевных А. В., Стрелкова Н.Ю.* Северный (Арктический) федеральный университет имени М.В. Ломоносова, г. Архангельск, Россия *ЗАО «АрхГИПРОБУМ», г. Архангельск, Россия В статье приводятся результаты обследования конструкций, исследования грунтов основания и описание проектных решений усиления фундаментов на трех объектах целлюлозно-бумажных комбинатов Архангельской области. Представлено реализованное усиление фундаментов с помощью буронабивных свай, закрепление грунтов основания буросмесительным способом и устройство грунтоцементных свай методом струйной цементации. In the article the results of inspection of structures, research soil and description of project solutions the strengthening of the foundation on three objects of pulp-and-paper plants in the Arkhangelsk region. Pre­ sented strengthening the foundations with the use of bored piles, consol­ idation of the soil drilling mixing method and manufacture of ground piles method of jet grouting. ЗАО «АрхГИПРОБУМ» совместно с сотрудниками кафедры инженерной геологии, оснований и фундаментов Северного (Арктического) федерального университета накоплен большой 210 опыт по усилению фундаментов оборудования при реконструкции сооружений на Архангельском и Котласском целлюлозно- бумажных комбинатах, таких как, фундаменты картоноделательных и бумагоделательных машин, электрофильтров, экономайзеров и других сооружений. Обследование фундамента конвективной шахты котлоагрегата выполнялось в связи с заменой оборудования на Архангельском целлюлозно-бумажном комбинате в 2008 году [1]. Конвективная шахта служит для снижения температуры исходящих газов и подогрева воздуха и воды, подающихся в котлоагрегат. Фундамент шахты выполнен из забивных свай длиной 11м сечением 0,35x0,35 м. Общее число свай - 20. Ростверк монолитный, размерами в плане 4,3x10 м, высотой 1,25 м. Замена оборудования влекла почти двукратное увеличение нагрузки на фундамент и превышение несущей способности свай по грунту в среднем на 55 %. В ходе обследования через ростверк была пройдена буровая скважина с отбором кернов бетона и образцов грунта. Под роствер­ ком выявлено следующее напластование озерно-аллювиальных от­ ложений (рис. 1): • суглинок мягко пластичный, мощность слоя 0,70 м; • суглинок тугопластичный, с гравием и галькой, 1,95 м; • глина тугопластичная с прослойками песка. Сопоставление с данными предшествующих изысканий показа­ ло, что за время эксплуатации под подошвой ростверка в слое мощ­ ностью 0,7 м произошло увеличение влажности грунта. Суглинок перешел из тугопластичного в мягкопластичное состояние. Более того, при проходке скважины наблюдался непрерывный самоизлив грунтовых вод, свидетельствующий о наличии под ростверком по­ лости с постоянным притоком воды. с учетом стоимости, трудоемкости и особенностей производства работ был выбран вариант устройства 11 дополнительных буронабив­ ных свай диаметром 250 мм длиной 14,8 м. Сваи по всей длине арми­ ровались семью стержнями арматуры класса А-400 диаметром 16 мм. В забой скважины втрамбовывался слой щебня толщиной 0,2 м. Проходка скважин при устройстве свай велась малогабаритным станком с помощью шнека под защитой оставляемой в грунте стальной обсадной трубы. 211 -2,300 -1,900 3,250 -18,350 1 0,000 стенки приямка свая усиления существующие сваи Т-14,250 Рис. 1. Схема усиления фундамента конвективной шахты Несущая способность буронабивных свай уточнялась испытани­ ем статической вдавливающей нагрузкой. Упорная балка из двух швеллеров №30 крепилась к стенкам приямка с помощью анкеров (рис. 2). Нагрузка на сваю создавалась домкратом и наращивалась ступенями по 30 кН. Деформации замерялись прогибомерами, уста­ новленными на специальных прогонах. Результаты испытаний представлены на рис. 3. Испытания были прекращены при нагрузке 360 кН, когда осадка сваи превысила 40 мм. Допустимая нагрузка на сваю была принята 275 кН. Расчет по СП 24.13330.2011 с использованием физических свойств грунтов основания, дал практически то же значение допустимой нагрузки - 270 кН. Выполненное усиление фундамента конвективной шахты котло­ агрегата оказалось эффективным и позволило произвести замену оборудования. 212 Рис. 2. Испытание свай статической вдавливающей нагрузкой: 1- испытуемая буронабивная свая; 2 - насосная станция; 3 - домкрат; 4 - прогибомеры 100 Нагрузка, кН 200 300 400 Рис. 3. Результаты испытания буронабивной сваи статической вдавливающей нагрузкой В 1997 году проектным институтом «АрхГИПРОБУМ» был раз­ работан проект замены экономайзера на Архангельском целлюлоз­ но-бумажном комбинате, предназначенного для подогрева воды, поступающей в котел за счет утилизации тепла топочных газов [2]. Под существующий экономайзер была устроена рама из четырех железобетонных колонн и монолитным перекрытием с отдельными фундаментами мелкого заложения. Фундаменты демонтированного 213 экономайзера не использованы повторно из-за изменившегося рас­ стояния между осями колонн и значительного увеличения нагрузок, тем более что в фундаментах были выявлены многочисленные вер­ тикальные трещины. Фундамент под новый экономайзер запроектирован в виде желе­ зобетонной плиты размером 11 х 12 м, толщиной 1,2 м (рис. 4). Рис. 4. Проектное решение фундамент экономайзера: 1 - колонны; 2 - железобетонная плита; 3 - песчаная подготовка; 4 - бетонный пол По результатам инженерно-геологических изысканий установле­ но следующее напластование грунтов: • техногенные отложения, образовавшиеся при обратной за­ сыпке фундаментов, представлены глинистыми грунтами в текучем состоянии, с прослойками песка и строительного мусора, мощность слоя 3,6-5,0 м, • озерно-аллювиальные отложения, суглинок мягко- и туго­ пластичный. Наиболее экономичным и технологичным оказался вариант за­ крепления грунтов основания плиты буросмесительным способом. Перед началом производства работ по закреплению проводились лабораторные испытания смесей техногенного грунта и цементного раствора. Соотношение объемов укрепляемого грунта и раствора изменялось в пределах от 1:0,05 до 1:0,60. Предел прочности на сжатие образцов, выдержанных в течение 28 суток, составил 0,56... 1,78 МПа. С учетом действующих нагрузок и неодно­ родности грунтоцементной смеси, для закрепления основания был принят состав 1:0,25, что соответствует расходу цемента 18-22 кг 214 на метр проходки при диаметре бурового наконечника 0,35 м. Грун­ товый массив был закреплен на глубину 1,6-3,0 м (рис. 5). Рис. 5. Схема закрепления грунта и устройства осадочной марки: 1 - фундаментная плита; 2 - закрепленный грунт; 3 - осадочная марка; 4 - обсадная труба По результатам опытных работ, проведенных на строительной площадке, было выбрано буровое оборудование и режимы переме­ шивания: скорость вращения и вертикального перемещения инстру­ мента, интенсивность подачи раствора. Контрольное бурение с отбором кернов грунтобетона показало, что предложенный способ обеспечивает требуемое качество смеси. Для проведения наблюде­ ний за осадкой экономайзера было установлено 10 марок: 8 поверх­ ностных и 2 глубинные для определения деформаций закрепленного массива и подстилающего его грунта. Наблюдения показали, что в процессе монтажа и его годичной эксплуатации осадка основания не превысила 3 мм. Последующие наблюдения свидетельствуют об отсутствии деформаций грунтов основания. В связи с заменой продольно-резательного станка на Котласском целлюлозно-бумажном комбинате в 2012 году было выполнено об­ следование его фундамента. Под продольно-резательный станок устроена рама из восьми железобетонных колонн сечением 500 X 500 мм и монолитным перекрытием с отдельными фундамен­ тами мелкого заложения. Изыскания выявили следующее напластование грунтов: • техногенные отложения, представлены песком средней круп­ ности с примесью строительного мусора до 10 %, мощность слоя 2,0...2,2 м. 215 • аллювиальные отложения, песок мелкий, 3,1... 3,5 м; • озерно-ледниковые отложения, глина тугопластичная, 1,4... 1,7 м; • ледниковые отложения, суглинок тугопластичный, вскрытая мощность слоя 2,7... 2,8 м. Нагрузки от нового оборудования превышали существующие, а средние и краевые напряжения под подошвой всех фундаментов бы­ ли больше предельных значений. В связи с этим были даны рекомен­ дации по закреплению грунтов методом струйной цементации. Проектной фирмой ЗАО «АрхГИПРОБУМ» и подрядной организа­ цией ОАО «НЬЮ ГРАУНД» разработан проект и выполнено усиление фундаментов путем устройства грунтоцементных свай диаметром 600 мм длиной 6 м ниже подошвы существующих фундаментов с передачей всей нагрузки на нижележащие слои основания (рис. 6). Каждый фундамент под колонну был усилен восьмью грунтоце­ ментными сваями. Максимальная нагрузка на грунтоцементную сваю составила 34 тонны, допустимая нагрузка - 39,6 тонны. Работы по устройству грунтоцементных свай выполнялись в следующей последовательности: • бурение технологических скважин диаметром 112 мм колон­ ковым способом для устройства грунтоцементных свай, • струйная цементация для образования грунтоцементных свай, • задавливание сердечников (стальных труб) для опрессовки грунтоцементных свай, • армирование грунтоцементных свай в верхней зоне для со­ пряжения с ростверком. Давление нагнетания раствора при закреплении составляло 450 атм, водоцементное отношение раствора 1. Сваи по центру ар­ мировались трубами диаметром 89 мм, в верхней части которых на 1 м ниже подошвы ростверка предусматривалась перфорация для опрессовки грунтоцементных свай. Опрессовка производилась в связи с возможной усадкой грунтоцементного материала ствола сваи в процессе твердения. Контрольное бурение скважин с отбором керна показало, что прочность материла грунтоцементных свай составила 4,7 МПа. Предложенные варианты усиления фундаментов и оснований на Архангельском и Котласском целлюлозно-бумажных комбинатах позволили выполнить работы по замене оборудования в заданные 216 сроки и обеспечить восприятие основаниями и фундаментами за­ данных нагрузок. 0,000 1-1 е - & 7 ^ I60D п 2tDQ Рис. 6. Схема усиления фундамента продольно-резательного станка: 1 - грунтоцементные сваи; 2 - стальные сердечники (трубы); 3 - существующий фундамент; 4 - монолитный ростверк Литература 1. Усиление фундамента конвективной шахты котлоагрегата на Архангельском ЦБК / А.Л. Невзоров [и др.] // Сб. тр. юбилейной конф., посвященной 80-летию кафедры механики грунтов, основа­ ний и фундаментов. - М. : 2010. - С. 170-173. 2. Невзоров, А.Л. Закрепление грунта в основании экономайзера на ТЭЦ-2 Архангельского ЦБК / А.Л. Невзоров, Д.Д. Козмин, А.А. Туторов // Реконструкция и ремонт зданий и сооружений в климатических условиях Севера : Тр. междунар. науч.-техн. конф. - Архангельск : АКТУ, 1999. - С. 48-52. 217 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 691.32.008.6 ОСОБЕННОСТИ УСТРОЙСТВА СВАЙНО-ПЛИТНОГО ФУНДАМЕНТА ПРИ ВОЗВЕДЕНИИ ПРАВОСЛАВНОГО ХРАМА АРХИСТРАТИГА БОЖЬЕГО МИХАИЛА, Г. МИНСК Нестеренок А.С., Таненя Г.Н.*, Никитенко М.И.**, Сернов В.А.** ООО «СОМСТРОИ», г. Минск, Республика Беларусь *ЗАО «Проектинжстрой», г. Минск, Республика Беларусь ^^Белорусский национальный технический университет, г. Минск, Республика Беларусь В статье отражен опыт применения свайно-плитного фундамента в сложных инженерно геологических условиях при строительстве православного храма в г. Минске. The experience of use piled-raft foundation in complicated geological conditions in the site of Orthodox Church in Minsk is described. Строительные площадки г. Минска характеризуется сложным геологическим строением и разнообразием инженерно-геологи­ ческих условий. Часто, при наличии прочных грунтов у поверхно­ сти, на глубине 5-10 м встречаются линзы и прослойки слабых, в том числе торфов и иных биогенных грунтов. Нередко выполня­ ется планировка территории подсыпкой. Традиционно, в таких слу­ чаях применяются длинные (12-24 м) забивные сваи, передающие нагрузку на глубокие прочные слои грунта. Альтернативным вари­ антом в подобных грунтовых условиях являются свайно-плитные 218 фундаменты из коротких конических свай. Наклонные боковые по­ верхности таких свай способствуют максимальному уплотнению грунта в межсвайных промежутках. Фундаментная плита, опираю­ щаяся на такой грунт, имеет большее сопротивление, чем в случае свай с постоянным поперечным сечением. Основная часть нагрузки от сооружения передается на верхние слои основания, а напряжения рассеиваются, не достигая прослойки слабого грунта. Результаты испытаний фрагментов свайно-плитных фундамен­ тов на ряде строительных площадок в г. Минске [1] показали их вы­ сокую эффективность. Прочностные характеристики насыпного грунта значительно улучшаются за счет уплотнения. Наклон боко­ вых поверхностей стволов конических свай исключает развитие от­ рицательных сил трения, а уплотненное основание между сваями становится несущим и для фундаментной плиты. На площадке строительства православного храма во имя Ар­ хистратига Божия Михаила (рис. 1) в микрорайоне Сухареве г. Минска под подошвой ростверка залегают следующие грунты: 1. Супеси пылеватые средней прочности — А = 18 МПа, /г = 4 м; 2. Суглинки озерные мягкопластичные — Е = 6 МПа, к = 2м; 3. Суглинки с растительными остатками — Е = 10 МПа, /г = 1,5 м; 4. Заторфованные грунты и торф — Е = 3 МПа, h = 2,5 м; 5. Пески средней прочности и прочные — Е = 25 МПа. Рис. 1. главный фасад храма во имя Архистратига Божия Михаила 219 Первоначально для храма был запроектирован фундамент, со­ стоящий из 480 забивных свай с длинами 12 м и 14 м при попереч­ ных сечениях 0,3х0,3 м и 0,35x0,35 м. Сваи, пронизывая слои лес­ совидных супесей с суглинками и заторфованных грунтов с торфами, погружались в несущий слой песка. Согласно исходному проекту было забито 32 сваи сечением 0,3х0,3 м с длинами по 12 м. В связи с отсутствием у подрядной организации свай сечением 0,35x0,35 м заказчик обратился на кафедру с вопросом о возможно­ сти их замены на сваи сечением 0,3 х0,3 м. Анализ инженерно-геологических условий строительной пло­ щадки выявил неэффективность фундамента из длинных забивных свай. Хотя три сваи были испытаны статическим нагрузками, но произошла их поломка за счет превышения прочности стволов по материалу при ничтожном погружении. В данном случае вдоль стволов сопротивление сдвигу оказывали все слои грунта, а отрица­ тельное трение не возникало, поэтому нельзя было оценить его до­ лю, как и сопротивление под нижними концами. В то же время при забивке свай атмосферный воздух попадет в слои торфа, что приво­ дит к интенсивному разложению органических веществ, осадке грунта и развитию сил отрицательного трения. С учетом всего этого и исходя из имевшегося в то время у ка­ федры опыта был предложен альтернативный более рациональный вариант фундамента в виде монолитного железобетонного роствер­ ка по контуру стен с короткими коническими сваями. Это обеспе­ чивает передачу нагрузки от здания на верхние относительно проч­ ные слои грунтов. Расчет фундаментов в соответствии с [2] показал, что в данных грунтовых условиях фундаментная плита способна воспринимать около 40 % всей нагрузки. Остальную часть нагрузки воспринимают конические выштампованные сваи длиной 3 м с диаметрами от 0,5 м в голове до 0,3 м на нижнем конце. Схема расположения конических свай в составе ростверка приведена на рис. 2. Общее количество свай составило 285 конических длиной 3 м и 32 ранее погруженных составных забивных длиной \2-\Ам. Стоимость (в ценах 1991 г.) фундамента с забивными сваями со­ ставила 372,186 (315,508 - свайное поле и котлован, 56,678 - плита ростверка) тыс. руб., второго с короткими коническими - 200,756 220 (147,01 - свайное поле и котлован, 53,746 - ростверк) тыс. руб. Экономический эффект составил 171,43 тыс. руб. при снижении стоимости фундаментов почти в 2 раза. Рис. 2. Свайно-плитный фундамент под храм во имя Архистратига Божия Михаила в г. Минске В связи с финансовыми проблемами сваи изготавливались с большими интервалами при смене субподрядных организаций (сначала ЧУП «Специнжстрой», затем СУМ-96), что обусловило некоторые особенности. Поскольку в отрытом котловане не была спланирована поверхность его дна, после выштамповывания поло­ стей для свай их головы оказывались ниже поверхности, поэтому за 221 счет атмосферных осадок происходило затопление котлована и заполнение возникших лунок водой (рис. 3) с ухудшением свойств глинистого грунта вокруг стволов свай. Это отрицательно сказалось на результатах напрасно проведенных статических испы­ таний одиночных свай, хотя и без этого были очевидны неудовле­ творительные их результаты. Рис. 3. Затопление котлована с неспланированной поверхностью дна при устройстве конических вьштампованных буронабивных свай После осушения котлована свойства верхнего слоя лессовидных супесей и суглинков улучшились, что было установлено при кон­ трольном зондировании грунта по всей площадке. Проведенные за­ тем испытания фрагментов фундаментов статической нагрузкой под­ твердили способность их воспринимать проектные нагрузки в соответствии с результатами ранее выполненных расчетов (рис. 4). В итоге после решения финансовых вопросов строительство храма было завершено (см. рис. 1). 222 Рис. 4. Устройство бетонной подготовки и ростверков с горизонтальной гидроизоляцией после осушения котлована Литература 1. Semov, V.A. The increase of bearing capacity of pile foundations taking into account soil-raft interaction / V.A. Semov // Modem Build­ ing Materials, Stmctures and Techniques: The 10th International Confer­ ence. - Lithuania, 2010. - S. 1153-1160. 2. Рекомендации no расчету свайных фундаментов с несугцими ростверками : Р5.01.015.05. - Минск, БИТУ, 2005. - 24 с. 223 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.131 ПРОГНОЗ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ ВИБРОНАБИВНЫХ СВАЙ ПРИ ДИНАМИЧЕСКИХ ИСПБ1ТАНИЯХ Никитенко М.И., Моради С.Б. Белорусский национальный технический университет, г. Минск, Республика Беларусь Изложена сущность технологии устройства вибронабивных свай в сложных геологических условиях с оценкой ее достоинств и недостатков. Приводятся результаты прогноза несущей способно­ сти оснований таких свай по результатам расчетов и фактические значения, полученные при их испытаниях. Synopsis the essence of devices bored vibrating piles technology in unfavorable geological conditions with valuating its advantages and ad­ vantages. The results of the prediction of bearing capacity of piles on the basis of such calculations and actual values obtained when testing. Введение В устойчивых (плотных песчаных или глинистых) грунтах для устройства буронабивных свай обычно применяют самый простой способ проходки скважин шнеком без крепления стенок от обруше­ ния. В рыхлых осыпающихся или оплывающих грунтах приходится применять крепление стенок скважин обсадными трубами, что су­ щественно удорожает и усложняет технологию. Однако при этом, во избежание снижения сопротивления грунта под пятами свай за счет возникновения шлама или фильтрационного разупрочнения 224 грунта в забое скважин при разности напоров вне и внутри обсадки, требуется зачистка забоя от шлама или его уплотнение. Использование подвесных вибропогружателей или типа АВІ на жестких направляющих (рис. 1) ускоряет проходку скважин обсад­ ными трубами с теряемыми крышками на нижнем торце и обеспечивает вытеснение с уплотнением окружающего грунта даже при наличии в нем подземной воды. Такая технология устрой­ ства буронабивных свай активно применяется в геотехнической практике Республики Беларусь. Хотя она сопряжена с вредными динамическими воздействиями, которые можно минимизировать при щадящем режиме вибрации, но имеет ряд достоинств и обеспечивает больший эффект чем традиционные в сложных гео­ логических условиях. 1. С у щ н о с т ь т е х н о л о г и и у с т р о й с т в а в и б р о н а б и в н ы х с в а й , е е д о с т о и н с т в а и н е д о с т а т к и Технология устройства свай включает проходку скважин по­ средством вибропогружения стальных конического пуансона или обсадной трубы с теряемой крышкой (рис. 1), погружения в нее ар­ матурного каркаса, заполнения трубы бетонной смесью (рис. 2) с последующим ее извлечением при включенном вибраторе для уплотнения смеси при формировании ствола сваи в скважине. При проходке скважин до несущего слоя через насыпные и биогенные грунты требуется их выемка для исключения попадания под пяту сваи. В таких случаях труба должна погружаться с открытым нижним концом, слабые биогенные грунты извлекаться желонкой, а уплотненная пробка из несущего слоя затем вытесняться вниз при по­ мощи внутренней трубы с заглушенным нижним торцом. Этим же штампом можно вытрамбовывать уширенную пяту (рис. 3) из запол­ няющей наружную обсадную трубу порциями сухой бетонной смеси. Сухая смесь под нижними концами свай дренирует пластичные глини­ стые грунты и существенно улучшает их свойства. Чтобы сократить сроки проведения статических испытаний свай, обусловленные процессом набора прочности бетоном, до их массо­ вого изготовления на объекте нами предлагается испытывать сталь­ ные трубы, из которых наружная обсадная выполняет роль сдвига­ емого ствола, а внутренняя с заглушенным нижним торцом сжимает грунт под пятой сваи. 225 Рис. 1. Проходка скважин для буронабивных свай: а - погружением конического пуансона подвесным вибратором; б - погружением обсадной трубы вибратором на жесткой направляющей станка АВІ Рис. 2. Бетонирование ствола сваи в обсадной трубе из миксера Рис.З. Труба-штампа с глухим торцом и раскопанная пяты сваи При проектировании несущую способность оснований свай про­ гнозируют суммироваением расчетных сопротивлений сдвигу на боковой поверхности и сжатия под нижним концом. Их определяют 226 по результатам зондирования [1,2] или табличным значениям [3, 4, 5] для разных глубин и грунтов с учетом изменчивости их свойств за счет технологических особенностей устройства свай. Достоверность прогноза оценивают сравнением с данными ди­ намических [3] или статических [6] испытаний свай в конкретных геологических условиях, причем статические испытания дают наиболее объективную информацию. Прогнозируемые значения несущих способностей свай на одном из объектов по результатам зондирования и по табличным расчет­ ным сопротивлениям грунтов оказались не только заниженными, но и завышенными по сравнению с фактическими [7]. Достоинства технологии выполнения вибронабивных свай в сла­ бых глинистых грунтах при высоком уровне подземной воды ярко проявились на объекте «Культурно-оздоровительный центр с гости­ ницей в районе улицы Нововиленской и Канатного переулка в г. Минске», где одним из авторов осуществлялось научное сопро­ вождение работ нулевого цикла с корректировкой конструктивно­ технологических решений. При погружении вибратором обсадной трубы с теряемой крышкой внизу до проектной глубины была воз­ можность прогноза несущей способности грунта в основании сваи по величине отказа, т.е. осадке трубы в метрах за минуту воздей­ ствия вибратора при известных его массе и возмущающей силе (эк­ вивалентной расчетной энергии). Даже при недостаточной несущей способности основания на проектной глубине можно было не продолжать погружение тру­ бы, а повысить общее сопротивление грунта за счет вытрамбовы­ вания уширения под пятой. Для этого достаточно было заполнить трубу внизу на примерно метровом отрезке сухой бетонной сме­ сью, приподнять трубу до полуметра и вытрамбовать уширение внутренней трубой-штампом до получения проектной величины отказа. 2 . П р о г н о з н е с у щ е й с п о с о б н о с т и в и б р о н а б и в н ы х с в а й п р и и х д и н а м и ч е с к и х и с п ы т а н и я х Частные значения предельных сопротивлений основания свай F ,^ кН, по данным их погружения вибропогружателями с измерением остаточных отказов Sa определялись согласно [3] по формуле 227 F = уU I Ci ^ I 4--E d Щ + e - ^ 2 ^ T\- - S ^ nil + m 2 При погружении трубы для нашего случая в песчаный грунт Уси = 1. При этом фактические остаточные отказы Sa, м составят: S. =- ( 2 Л»jj + е -m2 Ші + m2 Т|-й 2-F„ \2 г \ -А-М - + 1 В этих формулах - расчетная энергия вибропогружателя, кН, определяемая по табл. 7.4 [3] в зависимости от его возмущающей силы; Ас~ площадь сплошного сечения ствола сваи или погружае­ мой стальной трубы с теряемой крышкой внизу, м ;^ т| - коэффици­ ент, принимаемый по таблице 7.1 [3] в зависимости от материала сваи, кПа (для металлических труб и железобетонных свай ц = 1500кПа); М - коэффициент, принимаемый по таблице 7.2 [3] в зависимости от вида грунта (для песка М = 1,2); Ші - масса вибро­ погружателя, т; пі2 - масса сваи или трубы, т; 8 - коэффициент вос­ становления удара. Для вибропогружателей 8 = 0. Поскольку при проходке всех скважин измерялись отказы от по­ гружений обсадных труб с теряемыми крышками внизу, оказалось возможным определить на данном объекте значения несущих спо­ собностей грунтов в основании каждой из свай (их на объекте было несколько тысяч) и допустимых нагрузок. Для этого были выполне­ ны соответствующие расчеты и построены графики зависимостей сопротивлений грунтов от величин отказов при погружении обсад­ ных труб для используемых типов вибропогружателей (рис. 4). Такой подход позволил установить несколько зон с недо­ статочным сопротивлением грунтов (таблица), которые не были выявлены между разведочными скважинами на литологических разрезах по данным изысканий. В данных зонах были оперативно приняты необходимые меры по обеспечению восприятия проектных нагрузок на свайные ростверки за счет устройства дополнительных свай или уплотнения грунта под подошвами ростверков втрамбовы­ ванием слоя щебня. 228 Sg, mm Рис. 4. Зависимости сопротивлений грунта от отказов при погружении труб 0 426 мм длинами по Ю м е крышками внизу вибропогружателями с параметрами: i - Ші = 4,0 т при Ed = 405 кН; 2 - Ші = 3,5 т при Ed = 310 кН; 5 - Ші = 2,5 т при Ed = 865 кН Значения достигнутых при погружении на глубины 7,1-9,1 м труб 0 425 мм отказов Sa, несущих способностей оснований Fu, допустимых нагрузок N и проектных усилий на сваи Р №№ свай по плану Sa, мм/мин (N=FJIA) Р, кН С ваи с н едостаточ н ой н есущ ей сп особн ость ю гр у н та в осн ован и и 5 9 8 - 6 0 2 ,6 0 5 - 6 2 5 ,6 2 7 - 6 3 6 ,6 4 0 - 15-40 1700-1200 1340 6 45 , 6 4 9 - 653 , 655 , 6 57 , 6 9 5 - 697 , 30-80 (1214-857) 700 , 701, 7 0 7 -7 3 6 , 756, 759 , 761, 1500-830 762 , 764, 764 , 770 , 771, 774 , 775, 777 , 778, 7 8 0 -7 8 2 , 7 8 4 - 809 , 8 3 1 - 8 46 , 8 4 7 -8 6 1 ,8 6 2 -8 6 8 , 8 7 2 ,8 7 3 , 8 74 , 8 7 9 -8 8 3 ,8 8 6 , 887 , 8 8 5 ,8 8 8 , 8 89 , 890, 8 9 1 ,8 9 2 , 893 , 9 7 3 ,1 1 5 9 , 1163 (1071-629) 229 Продолжение таблицы №№ свай по плану Sa, мм/мин {N=FAA) Р, кН 5 , 6 ,1 0 ,1 2 ,1 3 , 20 , 2 1 ,3 1 , 38 , 42 , 44 , 5 0 ,5 5 , 5 7 ,5 9 , 6 4 ,1 0 6 ,1 4 6 , 1 4 7 ,1 4 9 ,1 5 6 ,1 5 7 ,1 5 9 ,1 6 4 ,1 6 5 , 1 6 7 ,1 7 1 ,1 7 3 ,1 7 7 ,1 8 1 ,1 8 2 ,1 8 4 , 188, 217 , 2 1 8 ,2 2 4 , 228 , 2 2 9 ,2 3 9 , 2 40 , 242 , 2 4 3 ,2 4 8 -2 5 0 , 2 9 6 -3 0 0 , 3 01 , 310 , 3 1 1 ,3 1 5 , 318 , 3 3 5 ,3 3 6 , 3 50 , 353 , 3 5 6 ,3 6 1 -3 6 8 , 3 7 0 ,3 7 2 - 3 75 , 3 8 7 - 389 , 410 , 4 79 , 4 8 9 -4 9 1 , 4 95 , 502 , 5 2 0 -5 2 2 , 525 , 5 2 8 ,5 3 3 - 536 30-80 1350-880 (964-629) 1000 1 1 6 5 ,1 1 8 0 ,1 1 8 8 ,1 1 9 3 ,1 1 9 8 - 1 2 0 4 ,1 2 0 6 -1 2 0 8 ,1 2 5 9 ,1 2 6 2 , 1 2 6 3 ,1 2 6 5 ,1 2 9 0 ,1 2 9 1 ,1 3 0 7 - 1 3 1 4 ,1 3 1 9 _____________________ 40-80 1200-880 (850-629) 927 9 05 , 916 , 9 3 4 ,9 9 1 , 9 9 3 ,1 0 0 4 , 1 0 0 7 ,1 0 5 9 ____________________ 60-80 1000-880 (714-629) 750 1000 С ваи с д остат оч н ой н есущ ей сп особн ость ю гр у н та в осн ов ан и и 6 03 , 604 , 6 3 8 ,6 3 9 , 647 , 6 4 8 ,6 5 6 - 758 , 760, 763 , 769 , 772, 773 , 776 10-30 3469-2050 (2478-1464) 1340 1 -4 , 7 ,8 ,1 1 ,1 4 - 1 9 , 2 2 -2 8 , 30 , 3 2 - 37 , 3 9 ,4 0 , 4 1 ,4 3 , 4 5 -5 4 , 5 6 ,5 8 , 6 0 ,6 1 ,6 3 , 62 , 1 0 1 ,1 0 5 ,1 3 7 -1 4 1 ,1 4 3 -1 4 5 ,1 4 8 , 1 5 5 ,1 5 8 ,1 6 0 -1 6 2 ,1 6 6 ,1 6 8 -1 7 0 , 1 7 2 ,1 7 4 - 1 7 6 ,1 7 8 ,1 7 9 ,1 8 3 ,1 8 5 - 1 8 7 ,1 8 9 ,1 9 0 ,2 1 6 , 2 1 9 - 2 2 3 ,2 2 5 - 2 27 , 2 3 0 -2 3 4 ,2 3 6 , 238 , 2 4 1 ,2 4 4 , 2 45 , 247 , 2 5 1 ,2 5 2 , 258 , 2 5 9 ,2 6 2 , 3 0 4 -3 0 9 , 3 1 2 ,3 1 3 , 315 , 3 1 9 ,3 2 0 , 3 22 , 331 , 3 3 3 ,3 3 4 , 3 3 7 -3 3 9 ,3 5 1 , 3 52 , 354 , 3 5 5 ,3 5 7 , 371 , 3 7 6 -3 7 9 , 3 82 , 3 8 4 -3 8 6 ,4 7 7 , 478 , 4 8 0 ^ 8 8 , 4 9 2 -4 9 4 , 4 9 6 ,4 9 7 , 499 , 5 0 0 ,5 0 7 , 5 08 , 5 1 3 -5 1 9 ,5 2 3 , 524 , 5 2 6 ,5 2 7 , 5 2 9 ,5 3 0 - 5 3 2 ,5 3 7 - 5 4 0 ,587А , 594, 595А , 596А ,________________________ 10-40 3017-1400 (2155-1000) 1000 230 Окончание таблицы №№ свай по плану Sa, мм/мин { N = F A A ) Р, кН 1135,1136,1139,1140,1142- 25-30 1500-1350 927 1154,1156,1158,1160-1162, (1071-964) 1176-1179,1189-1192,1194- 1197,1205,1209-1211,1224, 1226,1256,1257,1264,1270- 1272,1306,1315- 1318,1225, 1227,1228,1258 894-904, 906-915, 917-926,928, 10-50 3017-1400 750 930, 931, 933,935-941, 944-947, (2155- 949-955, 957- 972, 976-979, 981- 1000) 987, 989, 990,992, 996, 997,999- 1003,1005,1006,1009,1011- 1013,1015-1018,1020-1046, 1048-1056,1060,1061,1063- 1071,1166,1167,1169-1171 Заключение Достоинствами технологии устройства вибронабивных свай при погружении обсадных труб с теряяемыми крышками являются: • большая скорость и простота производств работ; • возможность выполнения свай в различных геологических условиях независимо от уровня грунтовых вод за счет выбора рациональных приемов проходки скважин, бетонирования стволов и вытрамбовывания уширений под их нижними концами; • высокое качество бетонируемых стволов свай за счет вибрирования заполняющих скважину бетонных смесей, которые благодаря этому могут иметь оптимальные водоцементные отношения, хорошую подвижность и не разжижаться избыточно при взаимодействии с подземными водами; • возможность оценки несущей способности оснований свай на проектных глубинах за счет измерения отказов при вибропогружении обсадных труб с теряемыми крышками или вытрамбованными уширениями под нижними концами стволов; • последнее достоинство позволяет обнаружить невыявленные изысканиями зоны слабых грунтов между разведочными выра- 231 ботками (скважинами и точками зондирования) и оперативно принять требуемые меры для обеспечения восприятия проектных нагрузок на свайные фундаменты и повышения эксплуатационной надежности надземных конструкций. Литература 1. Основания и фундаменты зданий и сооружений. Основные по­ ложения. Строительные нормы проектирования : ТКП 45-5.01-254- 2012. - Минстройархитектуры Республики Беларусь. - Минск, 2012. - 176 с. 2. Проектирование забивных и набивных свай по результатам зондирования грунтов : Пособие П2-2000 к СПБ 5.01.01-99. - Мин­ стройархитектуры Республики Беларусь. - Минск, 2001. - 23 с. 3. Проектирование забивных свай : Пособие П 4-2000 к СПБ 5.01.01-99. - Минстройархитектуры Республики Беларусь. - Минск, 2001.-68 с. 4. Проектирование и устройство буронабивных свай : Пособие П 13-01 к СПБ 5.01.01-99. - Минстройархитектуры Республики Бела­ русь. - Минск, 2002. - 43 с. 5. Проектирование и устройство фундаментов из свай с уплотненным основанием : Пособие П 19-04 к СПБ 5.01.01-99. - Минстройархитектуры Республики Беларусь. - Минск, 2006. - 88 с. 6. Грунты. Методы полевых испытаний сваями : СТБ 2242- 2011. - Минстройархитектуры Республики Беларусь. - Минск, 2012. -3 6 с. 7. Никитенко, М.И. Методы определения несущей способности буронабивных свай по технологии SFA / М.И. Никитенко, С.Б. Мо- ради, Н.В. Черношей // Строительная наука и техника. - 2008. - № 1(34). - С. 43-49. 232 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 621.002.3:006.354 КОМПОЗИТНАЯ НЕМЕТАЛЛИЧЕСКАЯ АРМАТУРА ДЛЯ ФУНДАМЕНТОСТРОЕНИЯ НА СОВРЕМЕННОМ ЭТАПЕ Пивень К.В. ООО «Комертул», г. Москва, Российская Федерация* В статье рассматриваются практические аспекты применения композитной неметаллической (КН) арматуры в строительстве фун­ даментов, а также особенности самого материала, в частности стек­ лопластиковой арматуры АСП и базальтопластиковой АБП произ­ водства ООО НПФ «Уралспецарматура», их отличия и преимущества перед аналогичной продукцией. This article focuses on the practical aspects of the application for the foundations of a non-metallic composite reinforcement produced by Uralspetcarmatura Research and Production Company in comparison with similar products. История создания материала и технологии. Технология про­ изводства композитной неметаллической стеклопластиковой арма­ туры (далее КН арматуры) была разработана в БССР в 80-е годы (ИСИА Госстрой БССР) [1]. Тогда же было начато ее применение на объектах: отделения сгущения «Беларуськалия», несколько жи­ лых домов, автомобильные мосты на Дальнем Востоке и др. При­ мерно в это же время начато производство стеклопластиковой ар­ матуры в Европе, Канаде, США. *Статья написана при консультативном содействии канд.техн.наук В.Н. Кравцова 233 в бывшем СССР аналогичная технология была создана так же в Перми при участии московского НИИЖБ им. Гвоздева. В настоящее время официальные права на производство и продажу КН арматуры принадлежат ООО НПФ «Уралспецарматура». Свойства материала. Принятый с 1.01.2013, в качестве межго­ сударственного стандарта, ГОСТ 31938 - 2013 [2] определяет ком­ позит КН арматуры, как твердый продукт, состоящий из двух или более материалов, отличных друг от друга по форме и/или фазово­ му состоянию, и/или химическому составу, и/или свойствам, скреп­ ленных, как правило, физической связью и имеющих границу раз­ дела между обязательным материалом (матрицей) и ее наполните­ лями, включая армирующие наполнители. При этом матрица и наполнитель композита образуют единую структуру и действуют совместно, обеспечивая наилучшим образом необходимые свойства конечного изделия по его функциональному назначению. Кроме того межгосударственный стандарт [2] вводит для КН ар­ матуры понятие номинального диаметра и устанавливает мини­ мальные физико-химические характеристики. Согласно паспорту на КН арматуру, производимую ООО НПФ «Уралспецарматура», ее характеристики превышают требования межгосударственного стан­ дарта [2] и сопоставимы с характеристиками стальной арматурой периодического профиля класса А500С (S500), см. табл. 1. Таблица 1 Сравнительные характеристики стальной арматуры класса А500С и НК арматуры АСП и АБП НПФ «Уралспецарматура» Критерий оценки Металлическаяарматура НК стеклопла­ стиковая арматура НК базальто­ пластиковая арматура Используемый материал Сталь Щелочестойкие стеклянные во­ локна, связан­ ные полимером Базальтовые волокна, свя­ занные поли­ мером Прочность при растяжении 360 МПа 1300 МПа 1400 МПа Модуль упругости 200 000 МПа 55 000 МПа 55 000 МПа 234 Окончание табл. 1 Критерий оценки Металлическаяарматура НК стеклопла­ стиковая арматура НК базальто­ пластиковая арматура Удлинение отно­ сительное 25% 2,2 % 2,2 % Срок службы До 50 лет Минимум 80 лет Минимум 80 лет Коррозийная стойкость к агрес­ сивным средам Подвержена коррозии Устойчива к коррозии Устойчива к коррозии Поведение под нагрузкой, зави­ симость «напря­ жение- деформация» Кривая линия, текучесть под нагрузкой Прямая линия, унруго- линейная зави­ симость Прямая линия, упруго- линейная зави­ симость Т еплопроводность Теплопроводна Низкая тепло­ проводность Низкая тепло­ проводность Электронровод- ность Электропро- водна Диэлектрик Диэлектрик Область нримене- ния По строитель­ ным нормам Возможно ис­ пользование во всех видах строительства, рекомендации НИИЖБ Возможно ис­ пользование во всех видах строительства, рекомендации НИИЖБ Длина От 6 до 12 м Любая Любая Плотность 7,6 тн/мЗ 1,9 тн/мЗ 1,9 тн/мЗ Коэффициент линейного рас­ ширения *10(-6)/град. С 13-15 9-12 9-12 Согласно существующим экспериментальным методам оценки скорости старения (срок службы) материала КН арматуры в жестких условиях составляет около 80 лет. Реальный мониторинг гарантированных свойств КН арматуры в условиях севера Канады и Сибири составляет 40 лет. КН арматура АСП и АБП выдерживает многократные циклы перепадов температур от минус 70 до плюс 100 град. С. 235 Коэффициент линейного расширения в таблице 1 указан для продольного направления, в поперечном он выше, Это необходимо учитывать при использовании неметаллической композитной арма­ туры больших диаметров. Области применения и экономика. Область эффективного применения КН арматуры обусловлена свойствами ее материала и распространяется: а) на использование в агрессивных средах; б) на область применения стальной арматуры периодического про­ филя класса А500С (S500). Такое разделение необходимо для пони­ мания экономической эффективности применения КН арматуры и формирования маркетинговой политики. В первом случае стоимость самой арматуры отходит на второй план, т.к. использование других видов арматуры невозможно или неэффективно. К таким объектам, например, относятся: радиотех­ нические, где необходима «радиопрозрачность»; предприятия, где требуется исключить электрическую коррозию стальной арматуры; производства химической промышленности; строительная область (в частности дороги, основания, фундаменты и др.); конструкции с лимитированным весом или с гибкими связями, для предотврагце- ния их коррозии и уменьшения потерь тепла и др. Эффективно так же применение КН арматуры для создания сейсмостойких кон­ струкций оснований и фундаментов. Во втором случае неметаллическая композитная арматура при­ меняется как альтернатива стальной класса А500С или при комби­ нированном армировании для снижения стоимости возводимых объектов. Это промышленное и гражданское строительство: устрой­ ство фундаментов, силовых полов, дорожных и аэродромных плит, сельское хозяйство, берегоукрепление и т.д. Здесь мы неизбежно подходим к понятию равнопрочных замен. Обгцепринятая практика такова, что для конструкций, работаюгцих на упругом основании, сугцествует возможность замены стальной арматуры на стеклопла­ стиковую АСП или базальтопластиковую АБП с уменьшением диа­ метра и стоимости нулевого цикла (табл. 2). При такой замене стоимость самого материала в сравнению со стальной арматурой уменьшается примерно на 20 %. Прямая эко­ номия обеспечивается также снижением затрат на транспорт (вес в 9 раз меньше), отсутствием необходимости использования подъ­ 236 емных кранов, ручное перемещение по объекту. Из опыта примене­ ния КН арматуры, время вязки каркасов из арматуры АСП на объ­ екте по сравнению со сталъной значителъно уменъшается, что обес­ печивает экономию рабочего времени. Может бытъ уменъшена толщина защитного слоя бетона, что при значителъных площадях ведет к заметному уменъшению кубатуры. Суммарно прямая эко­ номия составляет до 40 %. Таблица 2 Возможностъ равнопрочной замены сталъной арматуры класса А500С на арматруру АСП Неметаллическая композитная арматура АСП Заменяемая стальная арматура периодического профиля АСП 6 8 А500С (S500) АСП 8 12 А500С (S500) АСП 10 14 А500С (S500) АСП 12 18 А500С (S500) АСП 14 20 А500С (S500) АСП 16 22 А500С (S500) Долговременный экономический эффект связан со снижением потеръ тепла, увеличением межремонтных интервалов, особенно при воздействии агрессивных факторов. Производство и технология. Производители. Одним из наи­ более важных отличий неметаллической композитной арматуры от сталъной является зависимостъ характеристик продукции от произ­ водителя. Относителъно невысокая стоимостъ линий для производ­ ства стеклопластиковой арматуры и кажущаяся простота техноло­ гии привели к появлению массы полукустарных производителей, поставляющих на рынок некачественную продукцию, прошедшую формалъную сертификацию. Естъ такие производства и в Республи­ ке Беларусъ. В настоящее время толъко несколъко производителей на постсоветском пространстве выпускают продукцию, соответ­ ствующую заявленным характеристикам и межгосударственному стандарту [2]. 237 Это обусловлено тем, что для получения качественной КН армату­ ры необходимо использовать для ее производства стеклопластиковой арматуры дорогостоящий ровинг класса Advantex или алюмобороси- ликатное стекло с добавлением значительных количеств оксида цир­ кония, который и делает конечный продукт устойчивым к щелочной среде бетона. Кустарные же производители и даже некоторые «круп­ ные» предприятия, пытающиеся производить композитную арматуру, используют дешевое электротехническое стекло, не стойкое к внеш­ ним воздействиям. С базальтовым волокном ситуация еще хуже. Это природный материал, и только высококачественное волокно обеспечи­ вает постоянство характеристик любой партии продукции. То же са­ мое касается замасливателей, компаундов. Результат - снижение хими­ ческой стойкости, заметное даже при внешнем осмотре низкое каче­ ство (расслоение волокон, раковины, отслаивание оплетки и т.д). Кроме того, для получения качественной КН арматуры требуется так же строгое соблюдение технологии. Так, изменение температу­ ры, например, на 10 град. С изменяет вязкость компаунда в 3 раза и приводит к значительному снижению процента полимеризации. Известны факты, когда недобросовестные производители для полу­ чения разрешающих документов предоставляют для проверки арма­ туру известных фирм с гарантированным качеством, а покупателю некачественную КН арматуру собственного производства. При этом копируется даже внешний вид КН арматуры, например, запатенто­ ванная ООО НПФ «Уралспецарматура» расцветка «Зебра». На строительном рынке Республике Беларусь уже появилась такая не­ качественная продукция недобросовестных кустарных производи­ телей. Действия фальсификаторов подрывают доверие к КН арма­ туре и могут привести к аварийным ситуациям. Исходя из этого, перед использованием КН арматуры рекомен­ дуется выяснять: сколько лет производится продукт; есть ли опыт его применения где-нибудь, кроме индивидуального строительства; есть ли патенты, лицензионные договора, стандарты, методические рекомендации и т.д. Проблемы и перспективы применения неметаллической композитной арматуры. По разным оценкам, в ближайшие 10 лет неметаллическая композитная арматура займет до 15 % существу­ ющего рынка стальной арматуры в странах Европы и СНГ. 238 в настоящее время, кроме действий фальсификаторов ее примене­ ние сдерживает отсутствие полноценной нормативно-технической базы в Российской Федерации и Республике Беларусь. В то же время имеющаяся нормативная база уже позволяет осу­ ществлять строительство оснований и фундаментов зданий и сооружений с применением КН арматуры с гарантируемой надежностью, согласно действующих в РБ ТНПА и с соблюдением требований по щелочестойкости и адгезии к бетону [3-5]. Предлагаемая оригинальная КН арматура сертифицирована в РБ (ТС 01.1255.13). Область ее применения установлена: для армирования грунтобетона, асфальтобетона и полимербетона, в качестве связующе­ го элемента (гибкая связь), в изделиях из гипсобетона и железобетона, при устройстве кирпичной кладки, а также для армирования различ­ ных типов фундаментов и грунтов, дорожных покрытий и др. В настоящее время производимая ООО НПФ «Уралспецарматура» КН арматура апробирована при возведении аэродромных покрытий, фундаментов многоэтажных домов, при строительстве метрополитена, энергетических объектов. С КН арматурой решается проблема колей- ности на дорогах, в том числе в жестких климатических условиях. Примеры использования КН арматуры в строительстве и методики расчетов конструкций с ней даны на рис. 1, на сайтах www.amiaturapemi.m,www.dub.by, и в разработанных совместно с ОАО ЦНИИС и ОАО «КТБ ЖБ» стандартах [4], [5]. Рис. 1. Пример использования КН арматуры производства ООО НПФ «Уралспецарматура» для армирования перрона аэропорта 239 Научно-техническое сопровождение внедрения и апробацию КН арматуры производства ООО НПФ «Уралспецарматура» в фундаментостроении Республики Беларусь будет осуществлять отдел «Оснований и фундаментов» РУН «Институт БелНИИС», ко­ торый, начиная с 1960 года, успешно работает в этой области [1]. Литература 1. Фролов, Н.П. Стеклопластиковая арматура и стеклопластбе- тонные конструкции / Н.П. Фролов. - М. : Стройиздат, 1980. - 104 с. 2. Межгосударственный стандарт. Арматура композитная поли­ мерная для армирования бетонных конструкций. Общие техниче­ ские условия. - Москва : Стандартинформ, 2013. - 42 с. 3. Бетонные и железобетонные конструкции. Основные положе­ ния : СНиП РФ 52-01-2003. - Москва : «ГУП НИИЖБ» Госстроя России, 2004. - 24 с. 4. 0 0 0 НПФ «Уралспецарматура». Стандарт организации. При­ менение в транспортном строительстве неметаллической композит­ ной арматуры периодического профиля. - Пермь, 2010. - 58 с. 5. 0 0 0 НПФ «Уралспецарматура». Стандарт организации. При­ менение неметаллической композитной арматуры АСП и АБП в бетонных конструкциях. - Москва, 2012. - 20 с. 240 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.15 + 624.131:561.5 ОСОБЕННОСТИ ВЫБОРА ОПТИМАЛБНОЙ СХЕМБІ РАЗМЕЩЕНИЯ ТОЧЕК УПЛОТНЕНИЯ ГРУНТОВБІХ ОСНОВАНИЙ ТЯЖЕЛБІМН ТРАМБОВКАМИ Пойта П.С., Клебанюк Д.Н., Шведовский В. Брестский государственный технический университет, г. Брест, Республика Беларусь В статье показано, что если оптимальное расстояние между цен­ трами отпечатков, с точки зрения минимизации энергетических за­ трат на уплотнение, реально определить относительно достоверно, то по оптимальной схеме размещения точек уплотнения, которая в конечном итоге и определяет такой важный параметр как одно­ родность уплотненного основания, существуют большие разногла­ сия. Приведены рекомендации по выбору оптимальной схемы. In article it is shown that if optimum distance between centers prints, from the point of view of minimization of power expenses for consolidation, really to determine rather authentically, by the optimum scheme of place­ ment of points of consolidation which finally and determines such important parameter as uniformity of the condensed basis, there are big disagreements. Recommendations about a choice of the optimum scheme are provided. Анализ исследований показал, что в производственной практике наиболее распространена квадратная схема размещения точек уплотнения. Суть этой схемы - уплотнение грунтового основания по условной сетке определенных размеров в один или два этапа (рис. 1). 241 а) ( * л б) ______ ______ 5______ - Ó — (J ) - — П - - -ф М ф -|-ф - - -ф -^ ф -h-O- ''Гм < & — (J)-— б) -б>б>б>-1- ( 5 - i - - ф — ф — ф - ф ф ф - г ф - Рис. 1. Схема уплотаения грунтового основания по условной сетке: а - первый этап; б - второй этап При этом для одноэтапной схемы точки уплотнения располага­ ются по вершинам квадратов, а для двухэтапной - в начале произ­ водят уплотнение в точках располагаемых по вершинам больших квадратов, затем делают технологический перерыв (10-15 суток) и производят дальнейшее уплотнение по точкам располагаемым в средней части зоны между первоначальными точками уплотнения [2, 3, 4]. Не менее широкое распространение получила и схема трамбова­ ния по участкам с перекрытием следов отдельными циклами (рис. 2). Уплотнение обычно выполняется в два или три цикла (при по­ стоянном поворачивании стрелы по мере перехода с одного следа на другой (рис. 2, а) или постоянном продвижении уплотняющего механизма (рис. 2, б)). По каждому следу производится соответ­ ственно по 2 и 3-4 удара. При трехцикловом уплотнении ширина участка не должна превышать 1,5R, где R - радиус действия стрелы крана. 242 Рис. 2. Схема уплотаения грунтовых оснований с перекрытием следов: а - трехцикловая (по два-три удара в каждом цикле с повторением циклов до получения отказа); б - двухцикловая (по пять-шесть ударов в цикле); 1, 2, 3 - соответственно I, II и III циклы Нормативными документами [1] рекомендуется точки уплотне­ ния размещать по вершинам квадрата или равностороннего тре­ угольника (рис. 3). Рис. 3. Схемы размещения точек уплотнения грунта трамбовками по вершинам квадратам (а), равностороннего треугольника (б) При этом исследованиями [3] показано, что при одних и тех же энергетических затратах площадь уплотненного основания при тре­ угольном расположении точек уплотнения в 1,5 раза больше, чем при квадратном. Особенности наложения зон уплотнения определяют необходи­ мость перехода от полярных координат х = г • cos ф ; у = г • sin ф ; где г - радиус, ф - угол наклона образующей конуса уплотнения, ис­ пользуемых в исследованиях [3] для определения объема межко­ 243 нусного пространства (сопряжения конусных частей зон уплотне­ ния в смежных точках) к сферическим ортогональным координатам. При этом, в зависимости от особенностей уплотняемой толщи грунтов - однородная или многослойная, где верхний слой подсти­ лается более прочным грунтом, необходимо рассматривать соответ­ ственно системы координат для полюсных и ортогональных сфер и эллипсоидов. На рис. 4 приведены соответствующие расчетные схемы координатных систем. Рис. 4. Расчетные схемы координатных поверхностей для полюсных и ортогональных сфер и эллипсоидов: а - общая схема; б - в однородной; в - в многослойной средах 244 в соответствии с [5] расчетная схема координат для трамбовок с круглой подошвой в полюсных плоскостях может быть описана следующей системой 2 2 X +у - = 1 (1) где <7 • т ■ COS ę s i n a z = Zq; 0 <(у <л; СТ ■ Т ■ s i n ф c o s а О <т <я; 0 < ę < - 2 (2) а соответственно для ортогональных плоскостей система координат имеет вид: 2 2X +у 2 о^рт - = 1, (3) где X = <7 т; Z = Z„ у = х- tga ■ cos ę; 0<(Т<7г; 0<т<я: ; я0 < ę < - 2 (4) x ,y ,z - координаты точек сферы определяющей зону уплотнения; а их - углы координатных точек сферических плоскостей; - координата верхней сферы и ~ глубина отпечатка; а - угол наклона образующей сферу уплотнения; Ц> - угол внутреннего трения грунта в естественном состоянии; zq - координата сферы определяющая зону уплотнения с напряженным состоянием грун­ тов обеспечивающих требующую деформативность и прочность уплотненного основания при их совместной работе с подфун­ даментными конструкциями. На рис. 5 показаны графики связи координат сферических по­ верхностей (а , т ) с расстоянием между центрами отпечатков (а) и глубинами отпечаток (б). 245 I > 2 d'^ Рис. 5. Графики связи координат сферических плоскостей с расстоянием между отпечатками (а) и глубинами отпечаток (б) Исследования [4] показали, что максимальное упрочняющее из­ менение структуры грунтов уплотняемого массива характерно для зоны =1.0-15 где ‘Гу^->50% Для песчаных и ‘г^>40% для /^тр ^ ^ глинистых грунтов, h - мощность зоны с максимальным уплотне­ нием, - диаметр трамбовки, - напряжение, Р - контактное давление на грунт. Решение этих систем позволило получить расчетные зависимо­ сти для определения расстояний между центрами отпечаток: • в полюсных плоскостях |(сг ■т)^ (cosа + sin (p)^ (сг -1) sina а • (5) • в ортогональных плоскостях 246 _ І(а тў ( 1 + fgę- cos a f , ■ К C lo p m + ^2 (6) Соответственно - l ^ - ^пол 7 y j^n o л ^opm 2 ' 2 схемой размещения точек уплотнения (рис. 6). со следующей Рис. 6. Схема размещения точек уплотнения Анализ соотношения значений Ц и /2 позволяет отметить, что І2 > 1-\, а это указывает, что размещение точек уплотнения должно быть по вершинам равнобедренного, а не равностороннего тре­ угольника. Анализ особенностей формирования сфероидов в координатных плоскостях X, у , z и сферических координатах (7, Т, ф и результаты соответствующих расчетов показали, что сг и Т в основном зависят от (табл.) Рекомендуемые значения <7 и Т <1,0 1,1-2,0 2,1-3,0 3,1-4,0 >4,0 а 1.96 2.19 2.28 2.36 2.48 т 2,38 2,42 2,54 2,67 2,73 247 Следует также отметить, что наибольшей глубины зоны уплот­ нения можно достичь за счет поэтапного (поцикличного) увеличе­ ния контактного давления на грунтовое основание, поэтому на начальном этапе целесообразно применение трамбовок больших диаметров и уже на этапе приближения к достижению отказа про­ изводить доуплотнение грунтов трамбовками меньших диаметров. Для предварительного определения расстояний между точками уплотнения более целесообразно от сферических треугольников перейти на плоские треугольники (см. рис. 6). Согласно формул, для расчета плоских треугольников [5] ис­ пользуют теоремы проекций и косинусов - /9 sin С = 2 ■ и /2 = 2 • • cos й , (7) где R - радиус описанной окружности, при соответствуюгцих начальных и граничных условиях /2 > /^ и i? = 0.652 ■ /2 . После со­ ответствуюгцих циклггческих подстановок и преобразований имеем: h - 1.26 /i -1 и /2 = 2 /., (1- и 2.36 • /2 (8) Методом подбора по зависимостям (4) несложно определить предварительное расположение точек уплотненггя. По предложенной методике были проведены расчеты для наибо­ лее шггрокого реализуемого в производственных условггях варианта уплотнения грунтовых основании:: d = 2,0тр м; грунты - супеси с могцностью слоя - 6,2 m ; w = 14%; р = 1,67 г/см ;^ е = 0,47; ф = 29°; £ = 8 М П а ; М = 5 т ; Я = Юм; AJ =5,0л/ . Определяем по таблице а =2,19; т = 2,42 и по формулам (5-6) имеем: = 1(2,19 ■ 2,49)2 (cos2 8 ° + s in 2 9 °)2 1 .5 6 -2 ^ ^ . — ------^ ----------------- — +------ ^ =5,18j ( 2 ,1 9 ^ - 1 ) s i n 2 8 ° 2,1 Г «ори = 3 ,1 4 - , 1(2 ,1 9 ■ 2 ,4 2 )^ ■ (1 + tg29° ■ c o s2 8°)^ 2^ 1,0 ( 2 ,4 2 ^ - 1 ) 2 ,4 2 ^ = 9 ,3 . 248 Отсюда соответственно - І2 = 5,2м , а l^ =7 5 ,2 ^+ 9 , 3 2 = 4 J j По зависимостям (4) для предварительных расчетов имеем: при /2 =5,2м , =А,1 м и =4,6л/ . Отсюда наиболее плотного и однородного состояния уплотнен­ ных грунтовых оснований можно достичь при расположении точек уплотнения по вершинам равнобедренного треугольника. При этом наибольшей глубины зоны уплотнения при минимиза­ ции энергетических затрат можно достичь за счет применения на начальном этапе уплотнения трамбовок больших диаметров (например, 2,0 м) и при достижении отказа произвести доуплотне- ние трамбовками с меньшим диаметром (например, 1,2 м), т.е. обеспечивая поцикличное увеличение контактного давления на уплотняемое грунтовое основание. Литература 1. Грунтовые основания, уплотнение тяжелыми трамбовками. Порядок проектирования и устройства : ТКП 45-5.01-107-2008 (02250). - Введ. 08.09.2008. - Минск : Министерство архитектуры и строительства Республики Беларусь, 2008. - 33 с. Технический кодекс установившейся практики. 2. Пойта, П.С. Влияние физико-механических свойств уплотня­ емого грунта на оптимальный диаметр трамбовок / П.С. Пойта // Строительство. - Минск, 2003. - №1. - С. 243-247. 3. Пойта, П.С. Оптимизация технологических параметров уплотнения грунтов тяжелыми трамбовками / П.С. Пойта // Вестник БГТУ «Строительство и архитектура». - Брест, 2003. - №1 (19). - С. 109-110. 4. Особенности процесса распределения давлений и напряжений при уплотнении неоднородных грунтовых оснований тяжелыми трамбовками / Д.Н. Клебанюк [и др.] // Матер. XVIII Межд. Науч. - метод, семинара «Перспективы развития новых технологий в строительстве и подготовка инженерных кадров в Республике Бе­ ларусь». -Новополоцк : ПГУ, 2012. - С. 239-244. 5. Корн, Г. Справочник по математике для научных работников и инженеров / Г. Корн, Т. Корн // Наука. - М., 1973 - 831 с. 249 МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) Б Е Л О Р У С С К И М Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы М Т Е Х Н И Ч Е С К И М У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т УДК 624.131 ПОДЪЕМНО-СПУСКОВОЕ УСТРОЙСТВО д л я ДОКОВАНИЯ СУДОВ в СТЕСНЕННЫХ УСЛОВИЯХ АКВАТОРИИ Прокапало Н.Н. ООО НПП «ГИДРОТЕХНИКА», г. Николаев, Украина Доклад посвящен проблеме рационального и экономичного до- кования маломерных судов в стесненных условиях акватории мор­ ских портов и судоремонтных заводов. В докладе рассматриваются конструктивные и технологические методы решения данной про­ блемы. The report is dedicated to the problem of rational and economic dock­ ing of undersized vessels in restrained conditions of water area of sea ports and dockyards. This report reveals constructional and technological methods of solving this problem. C каждым годом в области водного транспорта и судоремонта стремительно растут темпы строительства новых и восстановления старых верфей с привлечением частных инвестиций. В связи с этим, для экономии средств и более рационального ис­ пользования береговой линии и водного пространства акватории, перед инвесторами стоят задачи по внедрению энергосберегающих и менее затратных технологий, а также конструктивных решений для докования судов. При успешном решении таких задач, можно максимально эффективно использовать свободные площади, где 250 невозможно разместить (из-за весомых габаритов) уже известные на сегодняшний день подъемно-спусковые сооружения. В современной практике, учитывая стесненные условия аквато­ рии, для обеспечения компактности размещения подъемно­ спусковых устройств, применяются различные типы уже известных механических и гидравлических судоподъемников. Для докования маломерных судов применяются простейшие и наиболее распро­ страненные методы с использованием плавучих кранов. При нали­ чии в порту или на верфи мощных плавучих кранов, можно выпол­ нять подъемно-спусковые работы с судами весом до 200-250 т. На предприятиях, специализирующихся на постройке или ре­ монте малых судов, для их спуска - подъема применяются стрелы грузоподъемностью 60-100 т или мостовые краны с двумя подъем­ ными тележками. Для более значительных грузоподъемностей ме­ ханический способ подъема судов для ремонта пока не нашел себе применения. Гидравлические судоподъемники также не получили значи­ тельного распространения из-за несоответствия таких экономи­ ческих показателей как стоимость - сроки окупаемости строи­ тельства. Автором настоящей статьи, для решения задачи по докованию маломерных судов в стесненных условиях акватории частного морского порта, предложено малогабаритное подъемно-спус­ ковое устройство, конструктивное решение которого основано на идее использования превышения сил плавучести над силами веса (патент на корисну модель № 49123 «Споруда для докування су­ ден», 2009, UA). Идея достижения цели заключается в применении качающийся консоли б, выполненной в виде металлической несущей рамы, шар­ нирно закрепленной одной стороной к береговому устою 5 горизон­ тального стапеля 4, а другой стороной к водоизмещающему понто­ ну 7. На металлической раме 6 размещена роликовая платформа 2 с приемными кильблоками для докуемого судна 1. Перемещение судна на горизонтальный стапель 4 производится с помощью сило­ вого агрегата в направлении 3 (рисунок). 251 Общий вид конструктивного исполнения подъемно-спускового устройства: а - судно в момент наводки на подъемно-спусковое устройство; б - судно в положении перевода на горизонталънъш стапелъ 252 При наводке судна на приемный носовой кильблок, водоизме- щающий понтон подъемно-спускового устройства заранее прини­ мает балласт, в результате чего несущая металлическая рама вместе с роликовой платформой занимает приемное положение. После по­ садки судна на носовой кильблок и предварительного его раскреп­ ления, водоизмещающему понтону придается избыточная сила пла­ вучести, равная весу докуемого судна, а в случае минимальных уровней воды, превышающая вес судна ровно настолько, чтобы не­ сущая рама приняла устойчивое горизонтальное положение. После этого судно на роликовой платформе, с помощью силовых агрега­ тов, перемещается в сторону горизонтального стапеля. При спуске судна процесс происходит в обратном порядке. Предложенная конструкция отличается от известных вертикаль­ ных судоподъемников прежде всего компактностью и небольшими габаритами, а также значительной экономией финансовых средств на применяемые материалы и технологию строительства. Результаты данной работы могут быть использованы специали­ стами в области строительства судоподъемных сооружений, а также в применении новых подходов в решении задач по эффективному и рациональному использованию свободных площадей в условиях стесненного производства. В таких условиях при наличии в основании берегового устоя во­ донасыщенных грунтов его целесообразно выполнять в виде ограж­ дения из металлического шпунта или из буронабивных свай с использованием современных геотехнических технологий, кото­ рыми владеют украинские строительные подрядные организации. 253 МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) Б Е Л О Р У С С К И М Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы М Т Е Х Н И Ч Е С К И М У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т УДК 624.138:624.131.21 УПЛОТНЕНИЕ НАСЫПНЫХ ГРУНТОВ В СЛОЖНЫХ ИНЖЕНЕРНО-ГЕОЛОГИЧЕСКИХ УСЛОВИЯХ Сеськов В.Е. РУП «Институт БелНИИС», г. Минск, Республика Беларусь В статье рассмотрены особенности уплотнения песчаных и глинистых грунтов в сложных грунтовых условиях, в том числе переувлажненных грунтов, грунтов ниже уровня грунтовых вод, и приводятся технологические параметры уплотненных грунтов (степень уплотнения, глубина уплотнения при различных виброн­ агрузках). Отражены вопросы влияния различных технологических параметров (частота, амплитуда колебаний, статический вес, число проходов катка и т.д.) на эффективность уплотнения. The article presents sandy and clayey grounds compaction habits in close soil conditions including over-wetted soils, below-groundwater soils. Process parameters of compacted grounds (degree of compaction, compaction depth at various vibroloading) are given. The issues concern­ ing the influence of various process parameters (vibration frequency and amplitude, compactor static weight and its passes number) on compac­ tion performance are considered. Введение Строительство на насыпных грунтах является одной из наиболее важных и сложных проблем, обусловленных широким распростра­ нением этих грунтов. Одним из основных технологических процес- 254 сов строительства на насыпных грунтах является их уплотнение. От того, как запроектированы и реализованы работы по уплотнению, зависит, надежность, качество и долговечность сооружения. В тоже время, стоимость уплотнения составляет лишь сравнительно малую часть общих строительных расходов (около 5 %). Правильно вы­ полненное уплотнение позволяет существенно повысить несущую способность и устойчивость насыпного основания. Для возведения оснований под здания и сооружения используют самые различные материалы - от глин, до щебня, гравия. Это могут быть также грунты, укрепленные цементом, известью или органи­ ческими вяжущими, шлак, зола уноса, а также промышленные и строительные отходы (кирпич, железобетонные обломки и т.д.). Значительные различия в свойствах уплотненных материалов, разнообразных погодно-климатических факторов и условий на строительных площадках - все это практически исключает возмож­ ность установления каких-либо единых и простых правил уплотне­ ния. Поэтому в насыпных основаниях отсыпанных не планомерно (отвалы, промышленные отходы и т.д.) обязательно устраивать опытные участки по уплотнению с контролем их характеристик (зондирование, штамповые испытания). В республике разработаны нормативные документы по уплотне­ нию [1-3], но в сложных условиях возникают определенные труд­ ности, которые требуют технологических решений. В настоящей статье рассматриваются вопросы уплотнения пла­ номерно возводимых насыпей (оснований) из песчаных и гли­ нистых грунтов, где известны или могут быть спланированы грану­ лометрический состав грунтов, влажность, максимальная плотность при оптимальной влажности, показатель текучести. Экспериментально-теоретические исследования Экспериментальные исследования производились на опытных площадках из насыпных песчаных и глинистых грунтов. Насыпи из песчаных грунтов (мелкие, средней крупности и крупные) были от­ сыпаны мощностью до 4,0 м без уплотнения (планировка бульдозе­ ром). Насыпи из глинистых грунтов (супесь моренная) толщиной до 2,0 м (без уплотнения). Гранулометрический состав (средняя массовая проба) песчаных насыпей в среднем получилась как песок средний с П„ = 26 мм. 255 Пи - максимальная неоднородность песчаного грунта: d i o ■ ć/95п„= d i ds, dso, dgs - диаметры частиц, мм, меньше которых в данном грунте содержится по массе соответственно 5, 50, 95 % частиц. Пи определяется по графику гранулометрического состава. По результатам стандартного уплотнения (ГОСТ 22733) опреде­ лялась максимальная плотность сухого грунта pd “относительная оптимальная влажность Wom = 9,5% (рис. 1). = 1,80 г/см^ Рис. 1. Зависимость плотности песка (средний) от его влажности и скорости упругих волн от плотности Для глинистых грунтов - супесь моренная максимальная плот­ ность сухого грунта и оптимальная влажность, соответственно ров­ ны: pd”“ = 2,188 т1см\ Wonx = 7,4 % (рис. 2). 3 5 7 9 11 W,% Рис. 2. Зависимость плотности сухого грунта от его влажности (супесь моренная) 256 Естественная влажность песчаных грунтов в насыпи в среднем Wcp = 7,8%, а в глинистых для супеси моренной Wcp = 10,1 %. На опытных площадках (из песчаных и глинистых грунтов) были выделены полосы участков (шириной до 4, 0 м и длинной 20,0 м), на которых производилось уплотнение виброкатками с разной мас­ сой вальца (6, 8, 12, 16 тс). Количество проходов по одному следу производили до тех пор, пока приращение плотности сухого грунта (pd) по глубине не было более 0,01 г/см .^ Обычно этот показатель достигается при 12-15 проходов по од­ ному следу. Целью этих экспериментальных исследований - уста­ новить максимальную глубину уплотнения (т.е. приращения плот­ ности по глубине более 0,01 г/см^) в зависимости отвеса вибро катка, частоты и амплитуды колебаний. На рис. 3 представлены результаты контроля уплотнения песча­ ных грунтов по глубине динамическим зондированием с контроль­ ными испытаниями плотности сухого грунта (pd) путем отбора грунта кольцом (через 0,5 м по глубине). 0,00 - 0,20 - 0,40 ■ 0,60 • 0,80 ■ 1,00 ■ 1,20 - 1.40 - 1,60 - 1,80 - 2,00 - 2,20 - 2.40 ■ 2,60 ■ 2,80 - 3,00 - 3,20 - 3.40 - 3,60 - 1.0 2 0 3.0 4.0 5.0 6 0 7 0 8 0 9.0 10 0 Р,і.МПа 12 -L н іуплбтненная лЗ 1,52 1,56 1,60 1,64 1,68 1,72 1,76 1,! 1,88 1,92 1,96 Р,|, ГІСМ-' Рис. 3. Глубина уплотнения песчаных грунтов (средние) при уплотнении виброкатками с разным весом вальца (цифры - вес виброкатка) 257 Анализ полученных результатов показывает, что при проходе по одному следу 15 раз 6 тонного виброкатка («Амкодор» идр.) уплотнение pd до Ксот ^ 0,95 достигается до глубины 1,1 м (pd = = 1,76 г/см^, pd - 6,0 МПа), а увеличение плотности наблюдается до глубины 1,7 м (Ксот = 0,88). Начальный коэффициент уплотнения (доуплотнения) Ксот= 0,85-0,87. При проходе по одному следу 15 раз 8 тонного виброкатка, уплот­ нение до Ксот ^ 0,95 достигается до глубины 1,5 м (pd = 1,76 г/см )^, а увеличение плотности, по сравнению с первоначальной (до уплотнения) Ксот = 0,85-0,87 до глубины 2,1 м. Для виброкатка в 12 тс, соответственно 1,9 М (К с о т = 0,95) и 2,7 М (К со т = 0,88), 16 тонный виброкаток дал следующие результаты при Ксот = 0,95, глубина уплотнения 2,5 м, а уплотнение Ксот = 0,88 на глубине 2,9 м. Максимальная плотность Ксот = 0,99-1,0 и более (pd = 7,5- 8.0 МПа) в интервале 0,3-2,1 м для виброкатков 6-16 тс (см. рис.З). Глубина уплотнения в песчаных грунтов в основном зависит от гранулометрического состава (т.е. от максимальной неоднородно­ сти П„, содержания пылевато-глинистых частиц, влажности и может колебаться по глубине ±0,3-0,4 м, чем больше П„, тем обычно глубже идет уплотнение. Содержание пылевато-глинистых частиц наиболее оптимально для уплотнения в пределах 2-6 %. При полном водонасыщении обычно глубина уплотнения даже увеличи­ вается на 0,5 м (уплотнение через буферный слой толщиной 0,3- 0,5 м), если пылевато-глинистых частиц <0,1 мм не превышает 6 %. Участок глинистых грунтов (супесь моренная) толщиной до 2.0 м уплотняли виброкатками (8 и 12 тс, прицепными, производ­ ства ГДР). Характеристики уплотняемого грунта приводятся выше, а на рис.2 график определения максимальной плотности при опти­ мальной влажности (прибор «СоюздорПИИ»). Как видно из рис. 4, при уплотнении насыпи (влажность близка к относительной W = 10% ) уплотнение виброкатком 8 тс до коэффи­ циента Ксот = 0,95 достигает глубины 0 ,7 - 0 ,8 м. Начальная, т.е. до уплотнения плотность грунта в пределах pd = 1,90 г/см .^ На глубине 1.1 м увеличение плотности практически не наблюдается. При уплотнении 12 тс катка, коэффициент уплотнения Ксот = 0,95 258 наблюдается до глубины 1,1-1,2 м и на глубине 1,4-1,5 фактически уплотнение отсутствует. При влажности в 1,2 раза более Wp (Wp - раскатывание) глинистые грунты уплотнить достаточно сложно без предварительного улучше­ ния их характеристик, т.е. уменьшения влажности, цементации и т.д.). В процессе экспериментальных исследований изучались влияния на уплотнение параметров: влажности, грансостава, частоты коле­ баний вибратора, скорости движения виброкатка, влияния горизон­ тального и вертикального армирования гцебнем. Рассмотрим особенности уплотнения различных видов грунтов как в лаборатории, так и натурных условиях. Вибрационный метод является удобным и рентабельным для уплотнения песка и песчано- гравииных смесей. h, м 0,00 • 1,0 3,0 5,0 7,0 Ри, МПа 1.2 8 с 1 г т с н і с ь п ь н j y n л о г н е н н ^ я т 36 1 ,Э О 1 94 1, Э 8 2 , 32 2 , 36 2 10 2 , 4 2 , 18 2 , 0,20 • 0,40 ■ 0,60 - 0,80 - 1,00 - 1,20 - 1,40 ■ 1,60 - 1,80 ■ 2,00 - Рис. 4. Глубина уплотнения супеси моренной при уплотнении виброкатками разного веса (цифры - вес катка) Автором приведен комплекс исследований по уплотняемости раз­ личных грунтов Беларуси (на основе ГОСТ 22733). Изучалась зависи­ мость от грансостава, максимальной неоднородности (П„), влажности, водонасыгценности, содержания в грунтах пылевато-глинистых частиц. На рис. 5 показаны типичные осредненные графики, построен­ ные по результатам испытаний по ГОСТ 22733 для различных ви­ 259 дов и генезиса грунтов, из которых видна зависимость максималь­ ной плотности от влажности и грансостава. Чем больше содержание пылевато-глинистых частиц, тем выше влажность при максималь­ ной плотности, уже «коридор» влажности при максимальной плот­ ности. В песчаных грунтах менее выражены «пики» максимальной плотности, т.е. более растянуты и могут быть несколько макси­ мальных значений близких по величине. Рис. 5. Обобщенные кривые, построенные по результатам лабораторных испытаний (ГОСТ 22733): 1 - супеси и суглинки (морена); 2 - песок крупный и средний; 3 - песок мелкий; 4 - песок пьшеватый; 5 - супесь и суглинок лессовидный; б - суглинки (озерно-ледниковые); 7 - глины (озерно-ледниковые) В песчаных грунтах возможность уплотнения слоев большой тол­ щины (см. рис. 3). Следует отметить, что песок и гравий с естественным водоотводом достигают более высоких значений плотности и уплотняются слоями большей толщины будучи в водонасыщенном состоянии (при содержании частиц <0,1 мм менее 10 % и Кф > 3,0 м/сут), чем при пониженной естественной влажности. При наличии естественного водоотвода работы в период дождей не следует приостанавливать, так и в случае отсутствия естественного водоотвода (высокий коэффициент фильтрации Кф > 3,0 м/сут). Очень влажные основания (насыпи) с естественным водоотводом под дей­ ствием вибрационной машины одновременно обезвоживаются и уплотняются. Такие хорошие результаты получаются и при уплотне- 260 НИИ мелких песков под водой (Кф > 3,0 м/сут). Если песок или гравий содержит определенное количество мелких фракций (обычно более 10 % фракций менее 0,1 мм иКф < 1,0 м/сут), то при очень высокой влажности он уже не имеет естественного водоотвода и становится упругим (идет «волна»). Такие насыпи невозможно уплотнить до столь же высокой плотности, поэтому требуются мероприятия для достиже­ ния оптимальной влажности грунта или близких значений влажности. На насыпях из одномерного песка (П„ = 1-4) трудно бывает по­ лучить высокую плотность грунта, расположенного близко к по­ верхности, т.е. на глубине до 20 см. Причина здесь кроется в низком сопротивлении одноразмерных грунтов (песка) сдвигу, в результате песок выжимается вверх и поверхностный слой приобретает низ­ кую плотность. На практике это явление не имеет большого значения, так как обычно насыпь сооружается в несколько слоев, предыдущий слой уплотняется при виброукатке, поэтому под фундаментами при уплотнении таких грунтов рекомендуется устраивать слой песчано­ гравийной смеси (или гравия) толщиной 20-30 см. Другая особенность, связанная с уплотнением очень мелких (коли­ чество фракций менее 0,1 мм более 10 %) и пылеватых песков, состоит в том, что при высокой их влажности в результате воздействия дина­ мических нагрузок грунт быстро разжижается. Последнее обусловлено норовым давлением, возникающим в результате динамической нагруз­ ки, при этом коэффициент фильтрации Кф обычно менее 1 м/сут. Эффективность уплотнения пылеватых песков в большей степени зависит от их влажности, которая не должна существенно отклоняться от оптимальной (около ±3°). При оптимальной влажности эти грунты могут уплотняться даже слоями толщиной 0,7-1,0 м (по причине не­ большого сцепления обычно0,003-0,006 МПа), но при использовании тяжелых вибрационных катков с массой вальцового модуля 8-15 тс. При уплотнении моренных грунтов (супеси, суглинки) большую роль играет влажность. При оптимальной влажности указанные грунты достаточно хорошо уплотняются слоями толщиной 0,7- 0,8 м с использованием виброкатков 8-15 тс, при увеличении влаж­ ности на 2-3 % уплотняемость резко падает при уплотнении вибро­ катками. В этом случае более целесообразно их уплотнять трамбов­ ками весом 5-10 тс через буферный песчаный слой (толщиной 0,5- 261 1,0 м). В этом случае грунт уплотняется до глубины 3-4 м (коэффи­ циент уплотнения Ку= 0,95). При уплотнении лессовидных супесей, суглинков, глин озерно- ледникового генезиса обладающих большей пластичностью, зависи­ мость уплотнения от влажности является определяющим моментом. Даже изменение на 2-3 % делает грунт очень пластичным (идет «вол­ на»), а менее - грунт становится «комковатым». Толщина уплотнения с оптимальной влажностью до 0,5 м, а при большей влажности можно уплотнить только статической нагрузкой слоями до 0,3 м. Влияние частоты и амплитуды колебаний на эффективность уплот­ нения грунтов имеет сложный характер. Так увеличение амплитуды приводит, обычно, к увеличению эффективности уплотнения и глу­ бины уплотнения по всему диапазону частот. Эта закономерность справедлива для всех видов грунтов. При достижении определенной плотности грунта повышение частоты может вызвать так называемое «козление», т.е. отрыв вальца от грунта, что может вызвать уменьше­ ние эффективности уплотнения из-за неоднородности уплотнения и повышения количества колебаний, т.е. по причине отрыва вальца от поверхности грунта. Из практических опытных работ можно отметить, что для грунтов оптимальная частота колебаний в пределах 25-30 Гц с амплитудой 1,5-2,0 мм. Для большинства грунтов с толщиной уплотнения более 1,0 м повышение частоты/больше 50 Гц значитель­ но уменьшает эффективность уплотнения (разрыв контакта). В работе [4] приводится приблизительная зависимость эффек­ тивности усилия уплотнения с изменением частоты и постоянной амплитуде возмущающей силе: ( C l - f '^Q=fAq)+f, I^ ^ , где Q - усилие уплотнения; / и / - функции; q - статическая линейная нагрузка; а - амплитуда;/- частота; v - скорость движения катка. Приведенная зависимость указывает и на зависимость эффектив­ ность уплотнения от скорости движения катка. Чем выше скорость, тем больше необходимо проходов. По практическим испытаниям мно­ гие авторы указывают оптимальную скорость, которая для большин­ ства грунтов (особенно песчаных), находится в пределах 3-6 км/ч (гра­ вий), меньшая скорость (3-4 км/ч) обычно более эффективна для гли­ нистых грунтов и слоев песчаных грунтов большей толщины (1-2 м). 262 Второстепенное значение на эффективность уплотнения могут иметь и другие параметры, например, соотношение массы рамы и вальца, диаметр и количество вальцов, центробежная сила и т.д. Выводы 1. Глубина уплотнения зависит от веса вальца и может колебать­ ся для песчаных грунтов (мелкие, средние, крупные, ПГС) при весе виброкатка от 6 до 12 тс от 1,5 м до 2,7 м, для Ксот = 0,95 от 1,1 м до 2,0 м, глинистых от 0,5 м до 0,9 м (Ксот= 0,95). 2. Амплитуда и частота колебаний на эффективность уплотнения носит сложный характер, но на практике рекомендуется амплитуда колебаний 1,5-2,0 мм, частота колебаний 25-30 Гц. Скорость дви­ жения наиболее оптимальна при 1-4 км/час. 3. Песчаные грунты с коэффициентом фильтрации Кф > 3 м/сут под уровнем грунтовых вод достаточно хорошо уплотняются и даже эффективнее, чем влажные. 4. Эффективность уплотнения глинистых грунтов и песчаных при коэффициенте фильтрации <1 м/сут во многом зависит от оп­ тимальной влажности и даже отклонено на 2-3 % резко уменьшают эффективность уплотнения. 5. Эффективность уплотнения повышается при чередовании сло­ ев из песка и гравия (армирование слоями). 6. Эффективность уплотнения верхнего слоя песка (однородно­ го) резко повышается, если он уплотняется через буферный слой гравия (щебня) толщиной 0,2-0,3 м. Литература 1. Земляные сооружения. Контроль степени уплотнения грун­ тов : СТБ 2176-2011. - Минск : Госстандарт, 2. Проектирование и устройство оснований из насыпных, мало­ прочных и слабых грунтов, уплотненных вибродинамическим ме­ тодом : П5-2000 к СПБ 5.01.01-99. - МАиС Респ. Беларусь, 2001. 3. Сеськов, В.Е. Технология уплотнения грунтов оснований зда­ ний и сооружений вибродинамическими методами / В.Е. Сеськов, В.Н. Лях. - Минск : БелПИИС, 1997. - 62 с. 4. Форссблад, Л. Вибрационное уплотнение грунтов и осно­ ваний / Л. Форссблад. - М. : Транспорт, 1987. - 192 с. 263 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.131 ПРОЕКТ СТАБИЛИЗАЦИИ ПОРТАЛА ТОННЕЛЯ Сулёвска Моника Кафедра геотехники, строительный факультет Словацкого технического университета, г. Братислава, Словакия Во флишевом поясе северной Словакии подготавливается строительство транспортного тоннеля. Восточный портал тоннеля размещен в крутом откосе долины р. Ваг, который создает выразительную морфологическую ступень. Идентифицированные факторы риска в области восточного портала таковы: неустойчивая территория, напорные воздействия подземной воды, тектонические нарушения грунтовой среды и изменчивое качество грунтов. Для обеспечения стабильности среды вокруг восточного портала были предложены воспринимающие горизонтальные силы элементы: анкеры, нагели, покрытие поверхности защитной стены торкрет­ бетоном и распределительные пояса анкерной системы, а также устройства, отводящие поверхностную и подземную воду. There is prepared construction of highway tunnel in flysh region of Northern Slovakia. Eastern portal of tunnel is situated on steep slope in valley of river Vah, which is build up by distinctive morphological berme. There were identifying some risks factors around eastern portal: low stability of slope area, uplift action of groundwater, tectonic failures of rock mass and various quality of rocks. To increasing the stability of slope there were designed elements to catch horizontal forces: anchors, soil nails, spreading beams of anchored system, surface covering by shotcrete and arrangement to pick up the surface water and groundwater. 264 Введение Обеспечение устойчивости портала тоннеля было обусловлено многими граничными условиями, которые взаимосвязаны не только с соблюдением статических принципов обеспечения устойчивости откоса, но и с технологическими требованиями и с геометрическим расположением присоединения тоннеля к мостовому объекту в весьма стесненных пространственных условиях. Запроектирован­ ное решение является итогом многих вариантных решений. Прио­ ритетным критерием в каждом из них была надежность, которую следовало оценить со всех точек зрения. 1. Геологические и гидрогеологические условия Восточный портал тоннеля Ройков расположен в левостороннем откосе долины р. Ваг, над уровнем государственной дороги 1/18. Откос портала (рис. 1) крутой, создает выразительную морфологи­ ческую ступень с высотой до 50 м. Речь идет об аккумулятивной части обширной блочной откосной деформации с перемятой зоной на глубине 25,0 м. В верхней части откос расчленен с развитием потенциальных откосных деформаций типа оползней, локальных блочных деформаций. Рис. 1: Откос восточного портала тоннеля Ройков 265 Сильно выветрелые мергели характера каменно-глинистой осы­ пи, отнесенные к классу F2-CG, нарушены оползневыми процесса­ ми. Мощность этого слоя была выявлена 9,4 м. Уровень подземной воды находится на двух горизонтах: 1-й горизонт 4,00 м от поверх­ ности и 2-й горизонт 13,50 м от поверхности; оба горизонта имели большой напор. Грунтовая среда под поверхностью сдвига пред­ ставлена сильно выветрелыми мергелями очень низкой прочности, отнесенными к классу R5. Генеральный наклон слоев ожидался ориентированным на запад по юго-запад. Составляющей инженерно-геологических изысканий были и расчеты устойчивости. В расчетах исходными служили значения сдвиговой прочности, установленные обратным анализом устойчи­ вости с учетом лабораторных исследований и макро-скопического описания оползневого делювия. В пространстве восточного портала (км 9,220) были в качестве граничных условий использованы: ф = 22°, с = о кПа, у = 18,5 кН/м^. Устойчивость откоса перед строи­ тельными работами без наличия подземной воды получилась Fso = 1,3, а при учете максимально ожидаемого уровня подземной воды Fsi = 1,18. Поверхность сдвига достигает в откосе глубины 9,4 м. В пространстве восточного портала в разное время было осу­ ществлено много изысканий. Согласно дополнительным инженер­ но-геологическим изысканиям на этой территории блоковые де­ формации проникали до глубин от 20 до 21 м, причем эти деформа­ ции стабилизированы. Поверхностные слои мощностью от 5 до 7 м состоят из осыпи глинисто-каменной (отнесена к классу G5) с переходом в каменно-глинистую (F2). До глубины от 12 по 17 м оползневый делювий представлен выветрелыми слоистыми мерге­ лями экстремально низкой до очень низкой прочности (R6 - R5) характера глинисто-каменной осыпи. Грунтовая среда над сдвиго­ вой поверхностью представлена мергелями (R5 - R4) и извест­ няками от средней до низкой прочности (R3 - R2). Уровень подземной воды был выявлен на многих горизонтах. В опытной скважине был подтвержден первый проверенный гори­ зонт подземной воды на глубине 4,0 м. а второй на глубине 13,5 м ниже поверхности с большим напором. В качестве факторов риска у восточного портала были иденти­ фицированы: недостаточная устойчивость территории, напорные 266 воздействия подземной воды, тектонические нарушения в грун­ товой среде и изменчивое качество грунтов. Дополнительными изысканиями предложено: • стабилизировать откос; • осушить территорию горизонтальными скважинами; • вести мониторинг деформаций откоса инклинометрическими измерениями; • вести режимные наблюдения за уровнями подземных вод; • вести мониторинг агрессивности подземных вод. При дополнительных инженерно-геологических изысканиях бы­ ли обработаны и результаты лабораторных испытаний в прост­ ранстве восточного портала Ройков. Из полученных данных в табл. 1 приведены некоторые важные характеристики четвертич­ ных грунтов, а в табл. 2 избранные характеристики подстилающих скальных грунтов. Установившийся уровень подземной воды в 6 опытных скважинах оползневого делювия в ареале восточного портала был зафиксирован на глубинах от 6,9 до 7,9 м ниже по­ верхности земли. Таблица 1 Свойства четвертичных грунтов в ареале портала тоннеля Свойства Оползневый делювий глинистый Оползневый делювий мергельный Оползневый делю­ вий глинистый и мергельный Диапазон Средний Диапазон Средний Диапазон Средний 20,8-22,0 21,5 22,8-24,5 23,5 21,5-23,5 22,5 18-25 22 8-15 10 10-22 16 0,95-1,15 1,03 1,14-1,76 1,39 1,03-1,39 1,17 0-10 5 - - - - 50-70 60 - - - - 21,2-22,4 21,8 27-33 30 21,8-30 26 0 0 0-6 0 0 0 18,9-19,0 19,0 24-29 27 19,0-27,9 23 0 0 0 0 0 0 Y, кН/м^ /р, % /с, безр. ф«° С и , кПа феГ° С ф кПа фг° Сг, кПа 267 Таблица 2 Свойства подстилающих грунтов в ареале портала тоннеля Свойства Мергели сильно разрушенные Мергели выветрелые Мергельные извест­ няки Диапазон! Средний Диапазон | Средний Диапазон | Средний у, кН/м ^ Ф° с. кПа E 'd e f , МПа Е, МПа 24,1-25,3 27-31 10-20 100-400 250- 900 24,78 29 15 250 550 26,5- 26,5 29-33 20-30 250-600 600-1300 26,48 31 25 425 1000 26,7- 26,8 37-41 40-60 600- 1500 1500-3000 26,75 39 50 1100 2300 На основе выполненных отчетов в рамках дополнительных ИГ изысканий получена подробная информация о сложении грун­ тов и о высоте уровня подземной воды в массиве. Из сложения сло­ ев была выявлена граница между четвертичными грунтами, созда­ ющими оползневый делювий и более прочными скальными грунта­ ми мезозоя. Именно на границе этих двух слоев разных периодов можно с наибольшей вероятностью предполагать возникновение поверхности сдвига. На основе полученной информации из выше описанных скважин, как и из скважин пробуренных еще в рамках подробных ИГ изысканий, был для подготовку проектных работ построен геологический продольный разрез в осях обоих тоннелей (рис. 2 и 3). Эти разрезы явились основой для самого проекта вре­ менного обеспечения восточного портала тоннеля Ройков. 2. Проект временного обеспечения откоса Проект обеспечения был разделен на две расчетные части. Пер­ вая из них включала моделирование согласно программе GEO 5 в модуле «Устойчивость откоса». Ее выходом были: оценка общей устойчивости откоса правой и левой обделки тоннеля, оценка устойчивости с учетом заглубления отдельных ступеней в портальной части для проходки тоннелей и определение потреб­ ных анкерных элементов. 268 T R -6 A TR-6 Рис. 3. Восточный портал тоннеля - продольный разрез по оси правого тоннеля Вторая расчетная часть включала моделирование согласно про­ грамме GEO 5 в модуле «Гвоздь»; ее выходами были два проекта нагелируемого откоса. Одно решение касалось обеспечения врезки в месте размещения тоннелей, а другое решение касалось ситуации вокруг тоннелей. 269 Первым шагом расчета устойчивости откоса было формирование исходных параметров грунтовой среды так называемым методом обратного анализа устойчивости естественного откоса в продоль­ ном разрезе будущих тоннелей (правого и левого), а именно: • генерированием критических поверхностей сдвига без учета и с учетом уровня подземной воды (рис. 4), • на идентифицированных поверхностях сдвига по резуль­ татами ИГ изысканий без учета и с учетом уровня подземной воды (рис. 5). Рис. 4. Критическая поверхность сдвига с учетом УПВ по оси левого тоннеля Рис. 5. Идентифицированная поверхность сдвига с учетом УПВ по оси правого тоннеля На основе выявленных свойств грунтов (главное для слоя делювиальных склонных к сползанию грунтов) в последующем 270 приступили к оценке устойчивости на отдельных ступенях последо­ вательной врезки в склон. В этом расчете методом оптимизации вводили в расчет требуемые ярусы анкерования и анкерные силы. Расчет был сделан для левого и правого тоннелей с исключением воздействий подземной (т.е. предполагалось надежное водопони- жение во врезке). Требуемая степень надежности врезки (F = 1,3) соответствовала безопасности временных откосов. Принималось во внимание и то, чтобы общая устойчивость откоса не падала ниже значения для устойчивости откоса в природных условиях, установ­ ленного на первом шаге. Первой фазой расчета было определение прогнозируемых пара­ метров сдвиговой прочности природного откоса при помощи об­ ратного анализа. В качестве основной модели формы среды был выбран профиль в месте левого тоннеля. На основе параметри­ ческого исследования, симулирующего разные свойства слоев ос­ нования, были для четвертичных делювиальных грунтов приняты прочностные характеристики: ф = 27°, с = 10 кПа; для под­ стилающих мергелей: ф = 30°, с = 20 кПа. Эти данные хорошо со­ гласовались с рекомендуемыми значениями, полученными при до­ полнительных ИГ изысканиях. Для каждого тоннеля раздельно оценивали устойчивость откосов при последовательном выборе ступеней срезки. Для соблюдения требуемой устойчивости нужно было на каждой ступени устроить анкер для восприятия горизонтальных сил. В расчете принимали тросовые анкеры с расстояними по горизонтали 2,0 м. Результаты для обоих тоннелей обеспечили требования безопасности: • Левый тоннель: Степень устойчивости всей врезки без воды на оптимизированной круговой поверхности сдвига методом Бишо­ па составила F = 1,33. В этом случае на каждой ступени должен размещаться один анкер с преднапряжением 700 кН. Контрольным расчетом на идетифицированной полигональной поверхности сдвига методом Сарма была подтверждена степень устойчивость F = 1,58 для всей врезки стремя анкерами при преднапряжении по 700 кН. • Правый тоннель: Степень устойчивости всей врезки без воды на оптимизированной круговой поверхности сдвига методом Бишо­ па составила F = 1,32. В этом случае на каждой ступени должен быть 271 размещен один анкер с преднапряжением 750 кН. Контрольным расчетом на идетифицированной полигональной поверхности сдвига (рис. 6) Сарма была подтверждена степень устойчивость F = 1,57 всей врезки с тремя анкерами при преднапряжении по 750 кН. Рис. 6 . Идентифицированная поверхность сдвига с анкеруемой врезкой 3.1 Проект нагелируемого откоса Этот проект исходил из анализа устойчивости откоса. Поверх­ ность грунта над нагелируемым откосом учитывалась с наклоном 25°. Первая ступень врезки принята с наклоном поверхности 1:1, вторая и третья ступени врезки - с наклоном поверхности 2:1 (рис. 7). Нагелируемая врезка оценивалась вне тоннелей (рис. 8) и в месте размещения тоннелей с общим превышением Ай = 19,8 м. Для разреза вне тоннелей в расчете был принят тип нагелей - 0 25 мм из стали 10 505 R при таких граничных условиях: • в двух верхних ступенях высотой до 6 м приняты нагели дли­ ной 6,0 м на расстояниях в горизонтальном и вертикальном направ­ лениях по 1,5 м, • на нижней ступени высотой 8 м приняты нагели длиной 8 м на расстояниях в горизонтальном и вертикальном направлениях по 1,3 м, • наклон нагелей к горизонтали: - в пространстве тоннелей должны быть нагели горизонтальные, - вне тоннелей нагели отклонены от горизонтали на 10°. 272 5.65 4.00 16.63_______ 1 1 Рис. 7. Разрезы по осям: а - левого; б - правого тоннеля Рис. 8. Геометрия размещения нагелей Обеспечивались внутренняя и внешняя устойчивость нагелей, а также условия общей устойчивости нагелируемого откоса, несущей способности основания и анкерования слоя торкретбетона, в котором использованы сетки KARI с ячейками 100x100 мм, толщины проволок 8 мм, покрытие слоем бетона минимально 25 мм. 3.2. Проект анкеров Из расчета устойчивости откоса вытекает условие устройства трех ярусов анкеров. Длина анкеров должна быть переменой, по­ скольку их корневые части должны находиться в среде, которая не склонна к активизации смещений откоса. Из расчета устойчивости 273 получена потребность восприятия каждым анкером растягивающего усилия в зоне правого тоннеля 750 кН, а левого - 700 кН в случае, если в теле откоса не будет устроено никаких иных мер стабилиза­ ции. При нагелировании по всей высоте откоса достигается воспри­ ятие части горизонтальных сил, что снизит потребность в анкерах. Анкеры с наклоном 10° от горизонтали на расстояниях по 2,0 м бы­ ли запроектированы из стальных канатов 1 х7 согласно DIN 3052: • длины анкеров: верхняя ступень врезки - общая 35 м, корень при этом 10,0 м, средняя ступень врезки - общая 30 м, корень 10,0 м, нижняя ступень врезки - общая 25 м, корень 10,0 м; • преднапряжение анкеров усилиями по 700 кН. Равномерное взаимодействие между анкерами и грунтом обеспе­ чивают горизонтальные пояса из стальных балок в виде шпунта профиля Шп. 3.2 Водоотлив Расчеты устойчивости показали неизбежность снижения уровня подземной воды. Поэтому было предусмотрено на ступенях врезки при последовательной выемке грунта устройство горизонтальных водоотводящих скважин. На одну ступень врезки были размещены по две водоотводящие скважины от 0 90 мм до 0 105 мм на рассто­ яниях по горизонтали по 3 м с отклонением от горизонта мини­ мально 5° и максимально 10° в направлении вверх. Их длины не должны быть менее 10 м. 0ткачиваемая из них вода будет удалять­ ся мимо стройки так, чтобы не вызывать непомерного увлажнения грунтов. В соответствии с фактическим притоком воды в скважины расстояние между ними может уточняться. Заключение Статически проект обеспечения стены портала сначала сосредо­ точили на плохом анализе свойств грунтов в слоях делювиальных отложений, склонных к сползанию. Таким образом установленные параметры сдвиговой прочности лишь в малой мере отличались от значений, которые рекомендовали дополнительные инженерно­ геологические изыскания. 0цениваемая устойчивость откоса рас­ членена на отдельные фазы врезки по направлению углубления сверху вниз. Для каждой из трех ступеней было необходимо выпол­ 274 нить по одному ярусу анкеровния. Анкеры были между собой уда­ лены по 2,0 м, наклонены вниз от горизонтали на 10°. На основе данных изысканий корни анкеров расположены за предполагаемую неустойчиву. область. В качестве главной стабилизирующей меры для всей стены пор­ тала были запроектировны нагели, отклоненные от горизонтали на 10° (кроме пространств тоннелей). Расстояния по вертикали и гори­ зонтали между нагелями предусмотрены на верхней и средней сту­ пенях по 1,5 м, на нижней 1,3 м. Длины нагелей приняты по 6,0 m в верхних и средних рядах и по 8,0 м на нижнем ряду. Нагели при­ няты из стальных стержней 0 25 мм класса 10505. Предполагается, что они будут служить временно максимально до 4 лет, причем рас­ считаны также с учетом возможной деградации при воздействии коррозии. Литература 1. Тигсек, Р. - SirFovska, М.: Staticky vypocet, objekt 401-02 - Vychodny portal tunela Rojkov. Cast’technickej spravy. 2010, 33 s. 2. Grenclkova, A. et ak: Zaverecna sprava podrobneho IG prieskumu pre dial’nicu D1 Turany. - Hubova. 2008. - 82 s. 3. Grenclkova, A. et al: Zaverecna sprava doplnkoveho IG prieskumu - I. Etapa, 2010. - 30 s. Статья является одним из выходов проекта грантового агентства VEGA №. 1/0241/13 «Прогноз развития деформаций избранных геотехнических конструкций в зависимости от напря­ женного состояния». Перевод со словацкого М.И. Никитенко 275 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 625.122+625.142.4 КОНСТРУКЦИЯ ТРАМВАЙНОГО ПУТИ С ЭФФЕКТОМ ГРАБЛЕЙ Суходоев В.Н. Белорусский национальный технический университет, г. Минск, Республика Беларусь Статья посвящена проблеме введения в практику фундаменто- строения конструкции ленточного трамвайного пути, преимущества которому создают сдвоенные внецентренно нагруженные фунда­ менты - полушпалы, его параметров и термина «эффект граблей». Показано, что создавая рельсовую нить с эффектом граблей в результате внецентренной укладки рельса внутрь шпалы - меха­ низма, решаются вопросы автоматического скрепления рельса со шпалой, гашения шума и экономичности. Приведен практически значимый расчет эффекта граблей, как функции свойств основания. Дан вариант устройства ленточного трамвайного пути с эффектом граблей. This article covers the problem of introduction the construction of Linear Railway into the practice of foundation building and the Rake Effect. Eccentrically loaded dual foundation sleepers are advantaged with their characteristics. It is shown, that the problems of automatic connection between rail and sleepers, eliminating of noise and total cost of the way can be solved by constructing railway with Rake Effect, which is the result of putting a rail inside sleepers mechanism. Practical estimation of the Rake Effect as the fimction of characteristics of founda­ 276 tion bed is also shown. An example of designing Linear Railway with Rake Effect is shown in the article as well. Эффект граблей. В современном городе много проблем создает городской транспорт. Они особенно обострились в связи с широким распространением индивидуального автотранспорта. В развитых странах пришли к выводу, что транспортные проблемы города можно решить только развивая общественный транспорт, в том числе трамвай. Однако, при всем многообразии конструкций трам­ вайных путей (111), располагаемых на упругом основании, в технической литературе нет разработанной оптимальной, сочета­ ющей одновременно свойства бесшумности, минимальной стоимо­ сти и минимальных сроков строительства. Патентный поиск и обзор технической литературы не выявил конструкцию скрепления рельса со шпалой, которая бы автоматически реагировала на меняющиеся условия эксплуатации трамвайного пути. Недостатки можно устранить, если для скрепления рельса со шпалой создавать автоматически регулируемое обжатие рельса с Эффектом граблей. Названию Эффект граблей соответствует су­ ществующее свойство граблей преобразовывать вертикальную нагрузку и перемещение в горизонтальную нагрузку и перемещение (рис. 1). Используя его применительно к сдвоенным фундаментам, получаем новое полезное свойство - Эффект граблей в фунда- ментостроении. Кроме патентов [1] и авторских статей [2, 3,7,8] в технической литературе по ТП отсутствует его описание, нет опи­ сания параметров и технологии его применения. Отсюда - актуаль­ ность темы и необходимость ее разработки. Польза эффекта граблей в фундаментостроении показана далее по тексту на примере лен­ точного трамвайного пути (Л 111). Эффект граблей в фундаментостроении (далее ЭГ) - результат преобразования сдвоенными фундаментами (рычагами) вне центра сечения нагруженными вертикальной силой реакции и крена (наклона) их основания в горизонтальные силы и перемещения. По­ этому горизонтальные свойства ЭГ - копия механических свойств внецентренно нагружаемого основания. Очевидно, что чисто упругое поведение зернистой среды воз­ можно лишь при очень небольших ее перемещениях, сообщаемых внешним много кратным воздействием. Речь идет о долях милли­ 277 метров, т.е. о величинах обычно не учитываемых в геотехнической практике [5]. Однако, подобные малые перемещения и есть необхо­ димая и достаточная величина для проявления ЭГ по перемещени­ ям. Гарантия в том, что нет абсолютно не деформируемых основа­ ний, среди которых лучше подходит упругое основание: на нем ЭГ по перемещениям будет обеспечен и будет работать. Параметры ЭГ по прочности характеризуются горизонтальными силами встречного взаимодействия сдвоенных тел (полушпал), ко­ торые проявляются через третье тело. Для третьего тела (рельс с вертикальными прокладками) равнодействующая сила - сила об­ жатия. ЭГ по горизонтальным перемещениям - перемещения верха полушпал. Расчетные значения ЭГ по перемещениям имеют горизонтальные Жг перемещения на уровне равнодействующей го­ ризонтальных сил в верхней части рельсовой нити (PH) и на этом же уровне - ее числовое значение (сила F^ g). Методика исследований ЭГ состоит в использовании научно- технического направления в научно-исследовательской работе: установить неизвестные ранее определенные закономерности или свойства на основе решения технических задач при устройстве рельсовых путей. Полученные таким образом закономерности не смогут претендовать на окончательные положения по проблеме, но явятся основой для научных исследований по выработке теории Эффекта граблей, докажут полезность ЭГ. Ленточный трамвайный путь строится с использованием спе­ цифики устройства трамвайных путей с ЭГ. Отличительная сторона ЭГ обусловлена возможностью автоматического скрепления рельса со шпалой за время эксплуатации и большом разбросе параметров грунтовых условий на трассе. Сдвоенные полушпалы (ПТТТ) на гиб­ кой связи образуют шпалу - механизм (Ш-М) с возможными свой­ ствами как тисками сжимать рельс на длине 2 Го (длина 2 Гд - раз­ мер сжатой зоны основания и шейки рельса вдоль пути) в процессе наезда, либо отпускать его при откате. Сдвоенные ПТТТ с рельсом внутри образуют равной жесткости PH и под нагрузкой колеса (ве­ личиной от нуля к шах значения и наоборот) соответствующую не­ обходимую силу для обжатия рельса. Крен ТТТТТ с обжатием рельса образуется с частотой продольных и поперечных циклов равной частоте движения трамвая. А т.к. ПШ срабатывают как рычаги, преобразующие вертикальную нагрузку и перемещения в горизон­ 278 тальные нагрузку и перемещения, то в блоке из двух ПТТТ они вы­ полнят обжатие рельса силой Foe. Здесь верх рычага опирается на рельс через прокладки, низ на основание. Две PH образуют трамвайный путь, состоящий из бесконечной длины лент, с названием ленточный трамвайный путь (ЛТП) (рис. 1). В поперечном сечении каждая из двух внецентренно нагруженная полушпала срабатывает аналогично сельхоз граблям, на которые наступают. Отсюда этот термин - Эффект граблей. Рис. 1. Ленточный трамвайный путь Стабильность проявления ЭГ гарантируют не только прочност­ ные и деформационные характеристики основания рельсовой нити, но и усиливающие ее факторы. Так, по оси рельсовой нити в основании двух ПТТТ. где зазором определяется расстояние между ними, увеличению возможного крена к оси рельса и силы его обжа­ тия способствует накладка их напряженно деформированных состо­ яний и еще факторы всегда работающие: 1. Рельсовая нить в поперечном направлении под нагрузкой рас­ пределенной или сосредоточенной посередине ее работает как гиб­ кий железобетонный фундамент. 2. К. Терцаги отметил, что посередине загруженной площади ос­ нование имеет большую осадку, чем участки по ее краям. Титов и Хромов [3] экспериментально установили: по оси рельсового пу- 279 mu с поперечным расположением шпал упругие осадки основания в 2-2,5 раза больше осадок основания по оси рельса. 3. Для уплотненного основания подходит рекомендация, которая следует из заключения Мелентьева Л.П. [4]. Он пишет, что сужение ширины нижней постели брусьев до 21 см недопустимо, т.к. в этом случае удельная осадка (мм на 1 млн т) увеличивается на 30 % по сравнению с осадкой при ширине 23 см, на 51% по сравнению с шириной 25 см и на 66 % с шириной 27 см. Следовательно, суже­ ние постели ПШ до 22-24 см способствует увеличению их общих осадок, из которых сохранятся упругие деформации основания в случае многократного нагружения. В ЛТП сила скрепления рельса со шпалой проявляется как функция динамической нагрузки от колеса вагона, и т.о. придаются нагрузке новые полезные функции: обеспечить плотный контакт рельса с ПШ в горизонтальном направлении [1]. Плотный контакт рельса с полушпалами формируется встречным смещением горизонтальных сил скрепления рельса со шпалой по мере исключения пластических деформаций при уплотнении основания, выборе щелей между шейкой рельса, вертикальными прокладками иШ-М. Затем ПШ, преобразуя вертикальную нагрузку, зажмут рельс и тем сильнее, чем больше нагрузка на них. Такое жесткое скрепление передаст и пере­ распределит на железобетонную Ш-М, а та на балласт энергию колеб­ лющегося рельса. При этом концевые участки Ш-М зависнут на рельсе в местах стыковки, а в местах стыка рельсов концы их получат надеж­ ную опору на железобетонной шпале- механизме, обеспечивая ровную поверхность качения колеса. Практически установлено, что величина горизонтальной опро­ кидывающей рельс силы не превышает 20-25 % вертикальной нагрузки, поэтому Foe ^ 0,25F для безопасной работы ленточного трамвайного пути, удержания трамвая, гашения шума. Здесь F - нагрузка от колеса вагона. Пространственную устойчивость рельсовой нити (коэффициент устойчивости на опрокидывание рельса Р43 в Ш-М в любом состо­ янии ЛТП равен 3,26, а только рельса Р43 соответственно 1,63) и стабильность ширины колеи обеспечивают укладка рельса внутрь Ш-М с эксцентриситетом в сторону оси пути вместо монтажа рель­ са с наклоном, как на пути с рельсо-шпальной решеткой (РШР), свойства равно прочности и равно жесткости ЛТП. 280 Горизонтальная жесткость PH в 60-70 раз больше горизонталь­ ной жесткости одиночного рельса на уровне его нейтрального слоя. Поэтому головка рельса в ЛТП имеет опору не только на колесную пару (изнутри ЛТП), но и на верхнюю часть Ш-М, что обеспечивает поперечную устойчивость его, рельсовых нитей и предупреждает развитие болтанки рельса и вагона. В случае проникновения воды (толщина вертикально расположен­ ного слоя не превысит доли миллиметра) между стенками шпалы- механизма, прокладками и шейкой рельса и ее замерзания, усилится обжатие рельса (замерзание воды сопровождается увеличением объе­ ма) на большем расстоянии, но ненадолго, т.к. ледовое сцепление раз­ рушится при движении трамвая. Ремонтная служба периодически восстанавливает упругие свой­ ства основания, основная причина их нарушения - загрязнение бал­ ласта. В конструкции ЛТП балласт накрыт от загрязнения сплош­ ной рельсовой ниткой. Ш у м . Усиленное гашение вибрации рельса (и шума от нее) в зоне приложения динамической нагрузки на ЛТП осуществляется демпфированием и звукоизоляцией его железобетонными полу- шпалами. В любой другой конструкции ТП энергия колеблющейся механической системы рельс - основание усиленно не гасится в горизонтальной плоскости, что сравнительно с ЛТП удлиняет время и эффективность гашения. Связанное с положением нагрузки изменение суммарной жесткости PH из отдельных слоев, сказывается на уменьшении шума т.к. каждый слой PH колеблется с разной амгшитудой и потому препятствует с ним контактирующим слоям достигать резонанса. Сравнительно с жесткостью рельса в трамвайном пути на РТТТР вер­ тикальная жесткость рельсовой нити в ЛТП в 3-4 раза больше, но меньше в 12-15 раз излишней жесткости ТП на сплошной железобе­ тонной гшите. ЛТП - гибкая конструктивная схема и работает как бал­ ка на упругом основании, т.е. совместно с балластом гасит механиче­ ские колебания рельса и шум. В ЛТП упругие прокладки под подош­ вой и по бокам рельса служат ему демпфером, а для Ш-М - амортиза­ тором, т.к. смягчая удары, защищают ее. Количественную оценку ЭГ разработаем на примере ЛТП. Ба­ зовый вариант ТП - это трамвайный путь на рельсошпальной ре­ шетке, его внедрение и всесторонние исследования осуществляются 281 сХІХвека, поэтому спим целесообразно сравнивать параметры и эффективность ЛТП. Вначале размер В ширины Ш-М можно по­ лучить путем ее сравнения с площадью подошвы применяемых на рельсошпальной решетке поперечно расположенных шпал. На РШР деревянная шпала длиной /ш = 2,7 м шириной = 0,20 м при коли­ честве 1680 штук на один километр пути имеет площадь подошвы Ап = 1680 • 2,7 • 0,20 = 907,2 м ,^ на один метр пути Аді = 0,907 м^ , и под одну рельсовую нить Аді/2 = 0,907/2 = 0,46 м^ . Это при ши­ рине шпалы - механизма В = 0,46 м (рис. 2). Если на ЛТП жесткость PH будет сравнима с жесткостью приме­ няемых рельсов на РШР, тогда размеры сжатой зоны основания 21 'о пути различной конструкции будут одинаковыми, их можно срав­ нивать. По мере удаления от колеса образуется волна прогибов БУО, возможно и вибрации, но сильно ослабленной не постоян­ ством жесткости, а потому в расчетах принято допущение (в запас), что от нагрузки сжатие испытывает только первый участок волны Но'. Непостоянство жесткости обусловлено тем, что по мере при­ ближения колеса - постепенное суммирование параметров включа­ 282 емых слоев PH, а по мере удаления колеса - постепенное вычитание параметров выключаемых слоев PH. Расчетной принята конструк­ ция PH под колесом с названием цельная. Отсюда второе допуще­ ние: вдоль Ш-М и полушпал распределение напряжений в балласте и основании от сосредоточенной нагрузки, которую со­ здает колесо вагона, принимается обобщенно по треугольнику (вместо волнообразного). При определении длины2 / о исполь­ зованы результаты натурных испытаний аналогично нагруженного участка железной дороги: при нагрузке 105 кН на колесо ее сжатая полудлина Го = 1,05-1,1 м в обе стороны от контакта колеса с рельсом (опыт Смолина Ю.П.) [6]. Жесткость ж.д. рельса Р50 Eho = 2-ю" • 2011 • 10 * м'^ = 4022 ■ 10^ Нм^= 4,022 -10® Нм ^ = Eh. Жесткость составной железобетонной рельсовой нити ЛТП с рельсом Р43 Е^І^ = 11,55 МНм^ = Eh или в 2,9 раза больше. Обобщенно прогиб от сосредоточенной силы определяется по формуле у i = Fi / Пі Ej h А используя решение для общего случая длин консолей /] и h балки по обе стороны от ее сечения, защемлен­ ного в зоне контакта приложения нагрузки от колеса на рельс, рас­ считываем их соотношение как функцию жесткости участков этих длин. Fvl1 Н _ F-yl2 2^ П-Ец-1ц П -Е 2 ' і 2 . Отсюда І 2 — 3 \ Е - ^ - Е 2 ' і 2 F2'F±'I± ■ h в решаемой задаче у i= 2 мм = const, п = const, h = h, F\= 105 кН, F2 = 70 кН. Из равенства прогибов 105*10^*///«- 4,022 ТО® = 70 ТО^ х 'ХІ2 / п 11,55- 10® получаем рабочую полудлину сжатой зоны Ш-М І2 = л/АЗТ -h = 1,62 Лі. А = / ' „ = / 2 = 1,62-1,05 = 1,7 м. 2 / ; = 3,4 м. Прямоугольной формы выбираем поперечное сечение PH. Тол­ щину бетона под подошвой рельса принимаем исходя из толщины железобетонной шпалы, применяемой при устройстве пути на РШР. Ее толщина равна 11-16 см. Для закрепления рельса в железобетоне ТПП необходимо вверху между ними устроить канавку высотой 10 см. При этом высота Ш-М составит h = 22-26 см. Стремимся также к тому, чтобы расход железобетона на устройстве ЛТП не был больше того, что идет на РШР, а это при h = 22 см. Ширину ПШ делаем разной: внутренняя Авн = 22 см, наружная = 24 см 283 с целью обеспечить внецентренное нагружение основания Ш-М и, как вариант, принимаем размеры Ш-М под трамвайный путь, показанные на рис. 2. Согласно принципу освобождаемости тел от связей, можно от распределенных по площади нагрузок перейти к сосредоточенным силам, что значительно удобнее и нагляднее для анализа сил, взаи­ модействующих по сечению рельсовой нити и для решения практи­ ческих задач ЭГ (см. рис. 2) по прочности. Расчет ЭГ по прочности (расчет силы обжатия Г’об) просто сде­ лать через условие прочности одной полушпалы. Например, наружной. Изгиб рельсовой нитки в поперечном направлении про­ исходит под действием внешнего изгибающего момента М f ^Р„ ,(х‘^н ~ По условиям равновесия внешний момент уравновешива­ ется моментом, который создает сила обжатия М °^ р = Роб ho = Ров *(h —у —Ус)- Из формул моментов М / иМ о/ относительно горизон­ тальной связи ПТТТ (центр поворота) следует, что их величины зави­ сят от геометрических параметров полушпал и их соотношений, а из их равенства получается формула расчета эффекта граблей по прочности Роб '■ Роб = Рн ~ )/(h — У — Ус) (см. рис. 2). Можно представить продольную эпюру распределения контактных сжимающих напряже­ ний в основании Ш-М по прямоугольнику (0,5 * />тах»2 = =Ртах*)'о )■ Тогда ПРОИЗВОДИТСЯ расчст краевого давления на балласт под Ш-М, как под жестким внецентренно нагруженным фундамен­ том, при 2^= 70 кН, 5=0,46 м , е = 0,01 м, 2 4'=3,4 м: • наибольшего р^,^ = -70-10^3,4-0,46-0,5 - 70-10^-0,0Г6/3,4-0,46^х х0,5 = (-89514 - 11676) Па = -0,101 МПа < -0,15 МПа (по балласту). • наименьшего Pmm= (-89514+11676) Па = -0,078 МПа. По приведенным данным равнодействующая реактивного давления на подошву наружной ПШ составила Рн = 34,27 кН < F/2. Для наглядности в табл. 1 представлен пример числовых значе­ ний Роб как функции, внецентренно приложенной нагрузки 5н на РН, ее геометрических размеров В нк, расположения горизонталь­ ной связи у по высоте сечения. Вывод - увеличение высоты Ш-М ведет к уменьшению силы обжатия, если В, h = cons, а увеличение у - рост Роб. 284 Таблица 1 Значения рассчитанные применительно к участку PH В целях выявления возможности сокращения вычислительной работы при решении задачи без осевой симметрии (бвн = 22 см, наружная = 24 см ), произведен расчет Foe по округленным число­ вым данным (осевая симметрия PH) на полушпалы Ą = 0,5F = = 35 кН (вместо 34,27 кН), xJJ = 0,5Ь„ = 12 см (12,29 сл<), Срравен 33% от ширины подошвы рельса (11,4*0,33=3,8 см, т.е. 7 4 7 0 ------1 1 ,4 -0,33 совпадает по величине). В результате Ро6 = — - 22-6-4 33 ^ = 24,7 кН, что практически соответствует табличному значению Fo6 = 24,73 кН и вывод о применимости расчета Т’об рельса в Ш-М прямоугольного сечения по округленным значениям входящих в нее параметров и осевой симметрии PH. В расчетах на прочность сосредоточенная нагрузка через рельс на железобетонные поперечные шпалы длиной /щ / 2 принята рав­ ной F = 1Q кН (для трамвая с учетом коэффициента динамичности нагрузки Кд = 1,4), а Д 1,0, Утш, определяются по формулам расчета БУО, используя гипотезу Фусса-Винклера Д = У к/АЕІ, 1о = п /р , Д = 0 ,7 5 ■ /о, = -FPI2K, = F /4 Д . Следует отметить, что значение Д , рассчитанное по формуле на основе гипотезы Фусса-Винклера, несколько больше значения / q = 1,7 м , подсчитанного методом сравнения с учетом опытных 285 данных Смолина Ю.П. (в сторону увеличения надежности и подтверждения достоверности результатов для целей практики). Еще меньше наружная консоль шпалы рельсошпальной решетки, хотя с торца шпалы может начинаться откос насыпи. Таблица 2 Результаты расчета рельсовой нити, как БУО, на нагрузку F = 1Q кН по приведенным формулам и числам Коэф. посте­ ли, К, МПа Бетон С 25/30 БУО из Ш-М и рельса (средняя часть) БУО из ШМ под стыком рель­ сов (без учета жесткости рельса) Нм^ У max у ММ ^таху кНм I'o, м Нм^ Утаху ММ ^таху кНм 1'„,м 12 16,245 1,95 26,12 3,52 13,265 2,01 25,36 3,41 92 16,245 0,415 16,06 2,16 13,265 0,438 15,22 2,05 Бетон С 12/15 12 12,368 2,07 24,65 3,32 9,388 2,19 23,27 3,13 92 12,368 0,45 14,96 2,02 9,388 0,475 14,00 1,88 ЭГ зависит от свойств не только цельной PH, но и лент ее со­ ставляющих. Жесткости слоев и тем больше, чем больше разли­ чие в их величинах, влияют на перераспределение между слоями PH изгибающего момента М„ах„ прогибов у„ах, длины 27о'. С од­ ной кривизной слоев ( 1 /р = const) в зоне скрепления рельса со шпалой работает составная рельсовая нить из рельса и Ш-М, по­ этому соотношение параметров между слоями PH можно регули­ ровать по формуле М / Е1= Мр/Ер1р = Мш / Еш* I ш= 1//> = const. Например, под нагрузкой образующийся изгибающий PH момент перераспределяется между рельсом и Ш-М, а так как Ш-М имеет большую жесткость, соответственно воспримет большую, чем рельс, часть общего момента. Аналогично Ш-М и балласт. В ЛТП уменьшается роль рельса по вопросам прочности и жесткости PH, следовательно, массу рельса можно уменьшить 286 и экономить металл. Происходит автоматическое перераспреде­ ление величины силы механических колебаний между рельсом и Ш-М, а Ш-М - с балластом. Возрастает роль балласта в процессе гашения шума. Эффект граблей по перемещениям (поперечное направле­ ние) служит для того, чтобы не произошло преобразование рав­ нодействующей і^ об горизонтальных сил при многократной за­ грузке рельсовой нити подвижной переменной динамической вертикальной силой в неподвижную силу (реакция опоры), как на абсолютно жестком недеформируемом основании. Если не будет ЭГ по деформациям - не будет обжатия рельса и, т.к. рельс испытывает прогиб в одном месте и одновременно выгиб в другом, тогда его вибрацию, возникающую при прохождении вагона и шум от нее, не удастся погасить. Рельсовая нить расша­ тается: дестабилизируется ширина колеи, усилится болтанка ва­ гона и шум (пример, состояние ТП с вклеенным рельсом на ул. Я.Коласа в Минске). По данным табл. 2 можно заключить, что по мере уплотнения балласта и грунта в процессе эксплуатации пути произойдет разгрузка составной балки, уменьшение длины вертикальных прогибов у„ах и также зависящих от них горизон­ тальных перемещений Жриолушпал. Возможные перемещения в горизонтальном направлении на уровне равнодействующей сил обжатия Foe можно определить по правилу рычага как функцию прогиба Например. Если h = 220 мм, у = 60 мм, у о = 43 мм, а упругая осадка 0,45 мм (табл. 2), тогда из условия пропорциональ­ ности: h- ■ У о ~ У У Wj, = 0,88мм. Но перемещения совместно работающих П-Ш ограничены ве­ личиной упругих деформаций тонких вертикальных боковых прокладок 5пр=0,01м с модулем между рельсом и внутренними гранями Ш-М на расчетном участке длиной высотой /22, сжимаемых силой Foe 287 Р.ъд _ ОО пр 24.73-10"-0.01 ЕЩ [ 0.8-10^-0.M.7 = 1,82 -10 ‘’м=1,82 -10"мм«0,88мм. При этом минимальная необходимая упругая осадка б'в по верти­ кали шпалы-механизма по правилу рычага составит часть А (обрат­ ная задача). 1 82 -1 X = ^ ---------= 1,31 ■ 10“® лг=1,31-10'^ мм«0,45мм. 1,39 В формуле число 1,39 получено делением наТ^ об при у = 6 см. Рассчитанная (табл. 2) осадка PH = Y„ax = 0,45 мм, что в 343 раза превышает необходимую для развития ЭГ по перемещениям, а по­ тому с большой гарантией, перекрывая некоторую ориентировоч­ ность числовых расчетов, эффект граблей будет работать. И, т.к. резервные возможности ПШ по горизонтальным переме­ щениям значительно превышают не только начальные упругие де­ формации прокладок, но и возможные в процессе длительной экс­ плуатации их упруго пластические деформации, поэтому полушпа- лы будут зажимать рельс силой Fo&, обеспечат целостность рельсо­ вой нити и совместную работу всех ее элементов, в том числе крен 111-М и горизонтальные перемещения головки рельса. Заключение 1. Для решения накопившихся противоречий между экологией и практической транспортной потребностью города в дешевом, надежном и бесшумном трамвае следует использовать Эффект граблей. Ленточный трамвайный путь с Эффектом граблей - гаран­ тия не только существования ЭГ, но простоты его разработки для практического применения. Упругие деформации автоматически проявятся на упруго деформируемом основании при решении таких задач как автоматическое регулирование ширины колеи, автомати­ ческое скрепление рельса со шпалой — механизмом, автоматиче­ ское гашение вибрации и шума. 2. Fo6 = Ph (х ‘^н ~ ^p)/(h —у —yj , т.е. выявлена пропорциональная зависимость Эффекта граблей по прочности от величины внецен- тренно приложенной нагрузки (на любой из сдвоенных фундамен­ тов), разности эксцентриситетов этой нагрузки и равнодейст­ вующей реактивного давления по горизонтали и обратно пропорци­ ональной зависимости от расстояния по вертикали между вектором 288 Fo& и положением связи сдвоенных полушпал, образующих Ш-М. Она открывает возможности для оптимизации размеров и технологии устройства ленточного трамвайного пути. 3. ЭГ по перемещениям, направление наклона полушпал и рельсовой нити создаются (т. к. нет абсолютно жестких материа­ лов) внецентренным нагружением, а величина их работы в упругой стадии это гарантия постоянства необходимой величины переме­ щений, автоматически сопутствующей ЭГ по прочности и не нуж­ дается в расчете. 4. Для гашения разного уровня шума, передаваемого рельсом, нужно регулировать величину силы его обжатия, меняя значения у, либо ширину шпалы-механизма, либо ее вес. 5. Преимущества технологии ЛТП позволяют стоимость его строительства снизить до двух раз сравнительно со стоимостью ТП на рельсошпальной решетке за счет экономии рельсовой стали и крепежных деталей. Автоматическое регулирование силы скреп­ ления рельса со шпалой-механизмом исключает расходы на его об­ служивание. Можно уменьшить сроки строительства километра пу­ ти до одной-двух недель в результате поточной механизации одни­ ми механизмами однотипных лент его конструктивных элементов (тип конвейера). Литература 1. Патент Республики Беларусь № 3262 от 23.11.99 и патент Российской Федерации № 2177061 от 20.12.01. 2. Суходоев, В.Н. О надежности и долговечности ленточного трам­ вайного пути / В.Н. Суходоев// Перспектива развития новых техноло­ гий в строительстве и подготовке инженерных кадров в Республике Беларусь: междунар. сб. науч. тр. - Гомель : УО «БелГУТ», 2005.- С .120-122. 3. Титов, В.П. Прибор для измерения упругих осадок земляного полотна при проходе транспорта. / В.П. Титов, В.П. Хромов // Тру­ ды к V 111 Международному конгрессу по механике грунтов и фун- даментостроению. - М : СИ, 1973. - 205 с. 4. Мелентьев, Л.П. Об оптимальном соотношении механических свойств элементов верхнего строения пути / Л.П. Мелентьев / Со­ вершенствование конструкций пути и стрелочных переводов // 289 Труды ЦНИИ МПС. - С. 31-35. М. : Транспорт, 1973. - Вып. 501. - 5. Соболевский, Д.Ю. Прочность и несущая способность дилати- рующего грунта / Д.Ю. Соболевский. - Минск: Навука i тэхніка, 1994. -232 с. 6. Смолин, Ю.П. Напряжения в земляном полотне от поездной нагрузки / Ю.П. Смолин // Известия вузов. Строительство. - 1997. - №7. - С. 98-101. 7. Суходоев, В.Н. Ленточный путь избавления от грохота / B. Н. Суходоев //Ахова працы. - Минск. -2001. - №6. - С. 28-29. 8. Суходоев, В.Н. О прочности скрепления рельса со шпалой ме­ ханизмом в ленточном трамвайном пути / В.Н. Сухо доев // Иннова­ ционные технологии в строительстве автомобильных дорог, мостов и подготовке инженерных кадров в Республике Беларусь: Материа­ лы 6-й Междунар. науч.-техн. конф. - Минск : БИТУ, 2008. - C. 356-367. 290 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.131.522 ДЕФОРМАЦИИ ДВУХСЛОЙНОГО ОСНОВАНИЯ ФУНДАМЕНТОВ ИЗ КОРОТКИХ ЗАБИВНЫХ СВАЙ Суходоев Ю.Ф. Одесская государственная академия строительства и архитектуры, г. Одесса, Украина Представлены результаты натурных статических испытаний коротких забивных свай в намытом слое песка, подстилаемым лессом, с последующим вскрытием основания и замерами по­ слойных деформаций. Полученные данные позволили возвести 5- ти этажное административное здание между существующими жилыми домами. There have been submitted the results of field statical tests of short displacement piles in hydraulic fill layer of sand underlain by loess, fol­ lowed by base opening and measurement of layered strain. The obtained data was sufficient to allow construction of a five-storied office building among apartment buildings already in place. Административное здание по ул. Артиллерийской, 1, г. Одессе высотой в 5 этажей с техническим чердачным помещением и подвалом с ломанной формой в плане, позволяющей ему вписать­ ся между уже существующими жилыми домами. Одна часть здания имеет размеры 13,4 х 33,2 м, а другая - 16,2 х 19,4 м. Проектом были предусмотрены фундаменты на буронабивных сваях длиной 13 м с уширенной пятой. 291 Геологическое строение площадки следующие: ИГЭ-1 - почвенно-растительный слой. Толщина 0,8 м; ИГЭ-2 - лессовидный суглинок. Толщина 2,0 м; ИГЭ-3 - лесс. Толщина 5,0 м; ИГЭ-4 - лессовидный суглинок. Толщина 4,8 м; ИГЭ-5 - лесс. Толщина 1,7 м; ИГЭ-6 - суглинок светло-коричневый. Толщина 5,0 м; ИГЭ-7 - глина красно-бурая. Толщина 6,7 м. Возраст пород четвертичный. Уровень грунтовых вод расположен на глубине 3,5 м от дневной поверхности. Физико-механические характеристики грунтов приве­ дены в табл. 1. Таблица 1 № п/п Наименование показателей Условные обозначения Ед. изм. Глубина отбора образцов ниже подошвы ростверка, м 0,00 -1 ,5 0 -5 ,5 0 -7 ,6 0 -9 ,5 0 1 Природная влажность W 0,27 0,24 0 ,2 1 0 ,22 0,26 2 Влажность на границе текучести W l 0,27 0,26 0,31 0,35 0 ,30 3 Влажность на границе раскатьшания Wуу р 0,18 0,20 0,18 0,18 0 ,18 4 Показатель текучести II 1,0 0,67 0,23 0,24 0 ,67 5 Коэффициент водонасыщения Sr 0,78 0,93 0,95 0,95 0 ,96 6 Плотность частиц грунта р. т/м^ 2,66 2,67 2,68 2,69 2 ,67 7 Плотность грунта р т/м^ 1,77 1,96 2,03 2,03 1,94 8 Коэффициент пористости е 0,92 0,69 0,59 0,62 0,73 9 Угол внутреннего трения (р град. - 17 20 19 16 10 Сцепление с кПа - 0 ,08 0,29 0,36 0 ,06 1 1 Модуль деформации при давлении 0,2 МПа* Е МПа 6І) 4,5 6,0 12 ,0 9,5 9,5 12 Относительная просадочность £ s l 0,054 0 ,01 0,03 0,003 0 ,0 1 *В числителе - при естественной влажности, ном состоянии. в знаменателе - в водонасьщен- 292 По результатам статических испытаний опытного свайного фун­ дамента СФ-3 из девяти пирамидальных свай длиной 2,0 м и площадью ростверка 11,0 м^ в пятне здания с замером послойных деформаций основания был разработан проект фундаментов на ко­ ротких забивных сваях длиной 2,0 м, размером в голове 0,6 X 0,6 м и в подошве 0,1 X 0,1 м [1, 3]. Сваи забивались в грунт сваебойным агрегатом с весом ударного молота 30 кН. Однако, в местах примыкания рассматриваемого зда­ ния к уже существующим с двух сторон жилых домов подобный метод устройства свайных фундаментов не применим. В этих усло­ виях была предложена следующая технология. Пирамидальные сваи не забивались в грунт, а подвешивались в траншеях и замывались послойно песком с уплотнением. При этом осуществлялся контроль плотности намываемого песка. Плот­ ность песка составила 1,60...1,62 т/м .^ Чтобы исключить просадоч- ные явления намыв песка осуществлялся захватками. Для экспериментального обоснования применимости данного способа на опытном полигоне в слое песка (ИГЭ-3) были проведены статические испытания одиночных пирамидальных свай длиной 1,5 м. Две с низким ростверком и две - с высоким. Соответственно, толщина слоя песка в одном случае равнялась длине сваи, а в другом - 2 м. Для замера деформаций в слое песка применялись плоские фик­ саторы деформаций размером 15 х 40 мм и толщиной 4 мм, уста­ навливаемые послойно в процессе намыва песка. Каждый ряд фик­ саторов покрывался слоем глиняной пасты, чтобы исключить их выпадение при вскрытии основания. Основание замачивалось за 5...7 суток до начала испытаний и продолжалось непрерывно до полной разгрузки опытных свай. Вскрытие основания и замер остаточных деформаций проводи­ лись в зимних условиях, когда замерзшая в порах вода, создавая цементирующий эффект, повышала устойчивость вертикальной стенки слоя песка. В плоскости замера деформаций отбирались образцы грунта для определения плотности. По результатам замеров перемещений фиксаторов были опреде­ лены границы зон остаточных деформаций (рис. 1). 293 Рис. 1. Результаты испытаний одиночной сваи С-7 с высоким ростверком и одиночной сваи С-8 с низким ростверком Применение песчаных подушек позволяет ограничить развитие деформаций в наиболее напряженной зоне под подошвой фунда­ ментов. Песчаные подушки исключают развитие деформаций в подстилающем слое лесса при соблюдении следующих условий: 1. Давление по подошве песчаной подушки не должно превы­ шать структурную прочность подстилающего грунта. 2. Плотность сухого грунта песчаной подушки должна быть не менее 1,60 т/м .^ Значение структурной прочности принимается равным напряже­ нию на нижней границе зоны необратимых деформаций. Оно равно сумме напряжений от давления, передаваемого фундаментом, и собственного веса грунта в пределах зоны деформации. С повышением влажности значение структурной прочности лессо­ вых грунтов снижается. В водонасыщенных грунтах ее значение равно начальному просадочному давлению. При снижении структурной прочности увеличиваются размеры объема зоны деформации. Структурная прочность лесса ниже подошвы подушки на участ­ ке испытаний - 70...75 кПа. От напряжений по подошве песчаной подушки, превышающих структурную прочность (начальное проса- дочное давление), развиваются деформации в подстилающем лессе. 294 При меньших напряжениях деформаций ниже подошвы подушки не зафиксировано [2]. Результаты статических испытаний показали, что низкий рост­ верк значительно повышает несущую способность свай (рис. 2), а песчаная подушка, созданная намывом, исключает влияние возво­ димых фундаментов на расположенные рядом здания (рис. 3). ]1Я ЯЯ ІІЯ • ч Ч llSItlL ііШ 58.10 Рис. 3. Административное здание в г. Одессе по ул. Артиллерийской, 1 295 Выводы 1. Выполненные исследования показали, что в процессе осадки свай деформации, возникающие в слое песка, остаются в пределах намытого слоя. 2. За время эксплуатации здания, возведенного на фундаментах из коротких пирамидальных свай в намытом слое песка, с 1972 года по настоящее время деформаций в расположенных рядом с ним жи­ лых домах не зафиксировано. Литература 1. Экспериментальные исследования формирования объема зо­ ны деформации в основании фундаментов из пирамидальных свай / В.Н. Голубков [и др.] // Основания и фундаменты. - Киев : Будівель-ннк. - 1976. - Вып. 9. - С. 25-30. 2. Тугаенко, Ю.Ф. Развитие деформаций в основаниях фунда­ ментов, способы их ограничения и методы оценки /Ю .Ф. Тугаен- ко. - Одесса : Астропринт, 2003. - С. 118-121. 3. Тугаенко, Ю.Ф. Процессы деформирования грунтов в основаниях фундаментов, свай, свайных фундаментов /Ю.Ф. Ту­ гаенко. - Одесса : Астропринт, 2008. - 216 с. 296 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624. 023.943:624.159.9 УСИЛЕНИЕ СЛАБЫХ ГРУНТОВ ВЕРТИКАЛЬНЫМИ АРМИРУЮЩИМИ ЭЛЕМЕНТАМИ ИЗ СУХОЙ БЕТОННОЙ СМЕСИ Тронда Т.В., Саадун Сура Белорусский национальный технический университет, г. Минск, Беларусь В статье приведены результаты натурных исследований оснований, закрепленных вертикальными армирующими элементами из сухой бетонной смеси, выполненных на строительных площадках в г. Минске и г.п. Колодищи. Проведен анализ изменения модуля де­ формации для песков и суглинков в зависимости от типа армирующего элемента. Установлено, что применение вертикального армирования из сухой бетонной смеси позволяет значительно улучшить прочност­ ные и деформационные свойства слабых грунтов. The results of field investigations of bases with dry concrete mix ver­ tical reinforcing elements carried out on construction sites in the city Minsk and the borough Kolodishchi are described in the paper. The analysis of the change in the deformation modulus for sand and loam depending on the type of reinforcing elements is presented. How it was established the application of dry concrete mix vertical reinforcement can significantly improve the strength and deformation properties of soft soils. Часто под строительство отводятся территории с неблагоприят­ ными инженерно-геологическими условиями, когда у поверхности 297 залегают большие толщи слабых водонасыщенных грунтов. При мощности таких грунтов более 20 м устройство свайных фундамен­ тов малоэффективно в связи с повышенной трудоемкостью и стоимостью работ. Более экономичным решением в данных усло­ виях является применение геомассива - закрепления слабых грун­ тов вертикальными армирующими элементами (ВАЭ) из сухой бе­ тонной смеси (рис. 1). низ фундаменшой плишы П Армироданния грунпюбая § дврх ВАЗ подушка L ' ' ' : Л Ш . /У ' " - g ' Ж ’ "У -\.мЛ\ 'ІНг, Рис. 1. Вертикальный армирующий элемент Согласно [1, 2] расчет геомассива ведется исходя из среднего значения модуля деформации грунта и армирующих элементов, приведенных к площади, однако без учета уплотнения грунта. Так­ же рассматривается расчет геомассивов только из армирующих элементов в виде песчано-гравийных и щебеночных свай и не рас­ сматриваются геомассивы в виде свай из сухой бетонной смеси. Сухая бетонная смесь позволяет дренировать окружающий во­ донасыщенный глинистый грунт, улучшая его прочностные и деформационные характеристики, обеспечивает ускорение консо­ 298 лидации окружающих грунтов и улучшает качество их уплотнения при погружении последующих ВАЭ. Инженерно-геологические условия при строительстве много­ функционального комплекса «Вивальди» в м-не Уручье в г. Минске относятся к сложным. Осложняющими факторами при устройстве фундаментов является наличие у поверхности насыпных грунтов, а ниже подошвы фундаментной плиты залегают слабые глинистые грунты с органическими включениями, мергель, мел и заторфован- ные грунты общей мощностью до 26.8 м. При проектировании в качестве основного варианта фундамента был принят геомассив. При строительстве 1-го и 2-го пускового комплекса применялись цилиндрические армирующие элементы. При строительстве 3-го пускового комплекса в связи с более слож­ ными геологическими условиями цилиндрические элементы ча­ стично были заменены на конические (рис. 2). Бе/поннш штамп 2000x2000мм ГРинтодая подцшка -6.700 (213.300) низ штампа ^ -7.300 (212.7001 ^ верх ВАЗ Закрепляемые грунты Цилиндрические ВАЗ 1-й очереди Конические ВАЗ с уширениями 2 -й очереди -1U00 (205.700) низ конических Т А З 2-и очереди низ цилиндрических ВАЗ 1-й очереди Рис. 2. Опытный фрагмент гео массива с цилиндрическими и коническими вертикальными армирующими элементами («Вивальди» г. Минск) 299 с целью проверки и принятия в эксплуатацию такого основания была проведена серия натурных испытаний. Наиболее характерные результаты статического зондирования и штамповых испытаний приведены на рис. 3-6. По результатам статического зондирования на месте 1 -го и 2-го пусковых комплексов рассчитанные согласно [3] модули деформа­ ции слабых грунтов после устройства геомассива увеличились в 2 ,5 раза и составили в среднем около 20 МПа. После устройства песчаной подушки было выполнено повторное зондирование грун­ тов. Конус зонда не удалось погрузить более чем на 2 м от уровня оголовков ВАЭ. Согласно результатам 4- штамповых испытаний фрагментов геомассивов 1-го и 2-го пусковых комплексов модуль деформации основания в среднем увеличился с Е = 8 МПа до Е = 54 МПа, т.е. в 6,75 раз. По результатам статического зондирования грунтов в 10 точках до и после устройства геомассива на месте 3-го пускового комплек­ са определено увеличение прочностных и деформационных харак­ теристик для каждого инженерно-геологического элемента на стро­ ительной плогцадке. Расчеты показали, что сопротивление под наконечником зонда qc, МПа возрастало по всей глубине межсвайного пространства как в песчаных, так и в глинистых грунтах: • слабые суглинки - в 1,78 раза, • суглинок средней прочности - в 2,2 раза, • суглинок с примесью органических вегцеств - в 1,72 раза, • суглинок и супесь прочные - в 1,28 раза, • пески средние средней прочности - в 3,26 раза, • мергель, мел, заторфованный грунт - в 1,06 раза. Среднее значение модуля деформации Е, МПа, рассчитанного по результатам статического зондирования согласно [3], в пределах длины элементов до их устройства было 17,9 АШа, после устройства составило 32,9 АШа, что приблизительно равно среднему значению модуля деформации, полученного в результате двух штамповых ис­ пытаний и равного Е = 37,4МПа. Таким образом, устройство геомас­ сива из цилиндрических и конических ВАЭ и грунтовой подушки позволило увеличить модуль деформации основания в 2 раза. 300 --------------- qc, МПа Idol ----------- - qc, МПа (после! Рис. 3. Графики статического зондирования до и после устройства геомассива из цилиндрических армирующих элементов («Вивальди» г. Минск) О 2 4 6 8 10 ]2 14 ]6 18 20 Рис. 4. Графики статического зондирования до и после устройства геомассива из цилиндрических и конических армирующих элементов («Вивальди» г. Минск) 301 э а; 5 5 И а и н р и о б й н и ё о Sr. Я ? 3 1 « ё* 1 г р у н т а ą | ■“ - 1 ^ U c c 0 .0 ć K a ф р а 0 .0 5 0 0.100 гме пр о т 1 д а 0 2 0 0 фунс д л е н 0 .2 5 0 іа н е i j i j f- 0 .3 0 0 ЙТРЙІ ( M i 0 .3 S 0 U ПУ l a } 0 .2 5 0 ють 0.150 0 .0 5 0 0 .0 0 0 М о ду г л А у ч е н по л ь деф ори Е, МПа п р и н я т В а ц а и иЗиОчСЛьнО к - 2 с 0 .0 г е о м а с с и О i£) 0 0 0 0 0.135 0 2 7 6 о . ш 0 5 3 8 О .Ш 0 .3 2 5 0 .9 7 8 О . Ш 0 .8 7 6 0 .7 5 3 О ОП 56 3 0 S Рис. 5. Штамповые испытания фрагмента гео массива из цилиндрических армируюшцх элементов («Вивальди» г. Минск) Давление Р, МПа 0.2 0.3 с S Ś; Ś; Sо О Наиме­ нование грунта й1сЗ _р & 1 О 5 с 1 а Осадка штампа S (см), при давлении Р, (МПа) hQ 5- 5 сЗ ^ III OJч0.0 0.10 0.20 0.30 0.20 0.10 0.00 1 5с-6с геомассив 40000 0.01 0.15 0.62 1.24 1.24 1.16 0.98 40.1 Рис. 6 . Штамповые испытания фрагмента гео массива из цилиндрических и конических армирующих элементов («Вивальди» г. Минск) 302 Инженерно-геологические условия при строительстве жилого дома в г.и. Колодищи также относятся к сложным. Под подошвами проектируемых фундаментов толща слабых лессовидных суглинков с модулями деформации 4,2 МПа распространяется на глубину до 8,5 м. Ниже залегает прослойка песка средней прочности, а под ней глинистые грунты с органическими включениями и торфы, подсти­ лаемые на глубине 12,5-16,7 м песками средней прочности. Из-за сложных инженерно-геологических условий было при­ нято решение об усилении слабых грунтов также с исполь­ зованием геомассива из цилиндрических ВАЭ и грунтовой по­ душки. Наиболее характерные результаты статического зондирования и штамповых испытаний приведены на рис. 7 и 8. Рис. 7. Графики статического зондирования до и после устройства геомассива из цилиндрических армирующих элементов (г.п. Колодищи) 303 Рис. 8. Штамповые испытания фрагмента гео массива из цилиндрических армирующих элементов (г.п. Колодищи) Расчеты по результатам статического зондирования грунтов в 10 точках до и после устройства геомассива показали, что сопротивле­ ние под наконечником зонда qc, МПа возрастало также по всей глу­ бине межсвайного пространства в разных грунтах: • слабые суглинки - в 3,54 раза, • суглинок средней прочности - в 7,27 раза, • суглинок с растительными остатками - в 7,94 раза, • супесь средней прочности - в 7,97 раза, • пески средние средней прочности - в 1,4 раза, • заторфованный грунт - в 7,22 раза, • торф - в 7,77 раза. Среднее значение модуля деформации Е, МПа, рассчитанного по результатам статического зондирования, в пределах длины элемен­ тов до их устройства было 10,3 МПа, после устройства составило 36,1 МПа, что приблизительно равно среднему значению модуля деформации, полученного в результате трех штамповых испытаний нравного Е = 40МПа. Таким образом, устройство геомассива из цилиндрических ВАЭ и грунтовой подушки позволило увеличить модуль деформации основания в 3,7 раз. 304 На основании всех полученных данных был проведен анализ из­ менения модуля деформации для песков и суглинков в зависимости от типа армирующего элемента (таблица). Значения модуля деформации Е, МПа до и после устройства ВАЭ Тип ВАЭ Пески средние средней прочности Суглинки средней прочности До После к До После к Цилиндрические 21,7 30,6 1,4 12,7 16,2 1,.3 Цилиндрические и конические 17,8 58,0 3,3 16,.6 36,6 2,2 Таким образом, при устройстве вертикальных армирующих эле­ ментов из сухой бетонной смеси можно добиться значительного усиления окружающих грунтов: • в песках средней прочности - в 2,4 раза, • в суглинках средней прочности - в 1,8 раза. Необходимы дальнейшие экспериментальные исследования уси­ ления грунтов элементами из сухой бетонной смеси с целью разра­ ботки уточненных методов расчета, что также позволит значитель­ но сократить стоимость строительства. Литература 1. Основания и фундаменты зданий и сооружений. Основные по­ ложения : ТКП 45-5.01-254-2012. - Введ. 05.01.2012. - Минск : Минстройархитектуры Республики Беларусь, 2012. - 102 с. 2. Проектирование и устройство техногенных геомассивов из песчано-гравийных и щебеночных свай П6-2000 к СНБ 5.01.01-99.- Введ. 28.12.2000. - Минск : Минстройархитектуры Республики Беларусь, 2002. - 33 с. 3. Прочностные и деформационные характеристики грунтов по данным статического зондирования и пенетрационного каротажа. Правила определения : ТКП 45-5.01-15-2005. - Введ. 01.07.2006. - Минск : Минстройархитектуры Республики Беларусь, 2005. - 28 с. 305 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.131 ПРОФИЛАКТИЧЕСКИЕ МЕРЫ САНИРОВАНИЯ НА ОПОЛЗНЕВОЙ ТЕРРИТОРИИ Турчек Петр, Сулёвска Моника Кафедра геотехники, Словацкий технический университет, г. Братислава, Словакия Геологические условия на севере Словакии являются сложными для размещения автомагистрали. Протяженная территория с гео­ логической точки зрения классифицируется как флишевая зона. Скальное основание сложено в основном окаменелой глиной, кото­ рая сменяется песчаниками. На поверхности расположены скальные породы, интенсивно выветрившиеся и частично покрытые мелкозер­ нистыми грунтами (главным образом глиной). В естественном поло­ жении было выявлено много оползней. Проектирование выемок и насыпей для автомагистрали сопровождалось серьезными геотех­ ническими мерами предосторожности (например, глубокое дрениро­ вание с помощью горизонтального дренажа, подпорные и шпунтовые стены, закрепление, армирование насыпей с помощью геосинтетики, улучшения свойств подстилающих грунтов и т.д.). The geological conditions in the North Slovakia for locate of the high­ way are very difficult. The spread area is from the geological point of view classified as a fiysh zone. The rock subgrade is created mostly by claystones which are changed by sandstones. Near the surface are rock materials inten­ sively weathered and overlapped by fine grained soils (mostly by clay). In natural situation were detected a lot of landslides. Design of cuttings and embankments of the highway were supported by serious geotechnical pre­ 306 cautions (e.g. deep dewatering using horizontal drainage, retaining struc­ tures, pile walls, anchoring, reinforcement of embankments by geosyntetics, improving the soil properties in subsoil etc.). Введение Словакия является транзитной страной в направлении север - юг. Для улучшения пропускной способности грузового автомо­ бильного транспорта необходимо выстроить шоссейное сообщение с Польшей. В северной области Словакии во флишевой полосе встечаются многочисленные оползни. Обводненные территории создают потенциальную опасность при размещении дорожного по­ лотна. Для снижения риска активации деформаций откосов нужно было обстоятельно анализировать природные условия на трассе подготавливаемого шоссе и запроектировать надлежащие профи­ лактические оздоровительные меры. Все проектируемые меры были обоснованы расчетами устойчивости. 1. Геологические условия местности В инженерно-геологическом отношении территория представле­ на палеогеновыми породами флишевых отложений, которые пере­ крыты четвертичными покровными формациями. Геологические условия территории были подробно оценены в работах Панека и др. (1998, 2001), Затурецкого (2006). Флишевые формации имеют неправильное чередование глини­ стых сланцев и песчаников с выразительным преобладанием глини­ стых сланцев. Важнейшие залежи песчаников мощностью от 2 до 6 м исследуемой территории были встречены на начальном участке трассы шоссе. На свойства флишевых слоев влияют прежде всего условия расположения слоев, тектонические нарушения и степень выветривания. В некоторых местах палеогеновые породы выходят на поверхность с очень неблагоприятным наклоном - в на­ правлении откоса. С учетом степени выветривания и тектонических нарушений пород были вычленены такие их зоны: • полностью выветрелые, • тектонически нарушенные, • сильно и слабо выветрелые, • от выветрелых до ненарушенных. 307 Четвертичные покровные формирования на интересующей территории достигают мощности от 0,1 до 2,5 м и представлены комплексом делювиальных седиментов. Они преимущественно имеют характер каменно-глинистых (CG) и глино-каменных (GC), менее характер глин (СН). Свойства четвертичных делювиальных седиментов зависят от содержания обломков (от 10 до 75 %) и характера наполнения. Вычлененный оползневый делювий дости­ гает мощности 2,8 м с преобладанием глин от твердой до мягкой консистенции и весьма неоднороден. Смещениями откосов нарушены и дочетвертичные палеогеновые породы. Такие нарушенные породы достигают переменных глубин: от 1,2 м до 16,0 м. Режим подземных вод зависит от интенсивности и длительности дождей или таяния снега. На застрагиваемой территории поверх­ ностный сток преобладает над подземным, поэтому лишь меньшая часть водных осадков инфильтрует в грунтовую среду. Поэтому требуется уделять особое внимание поверхностному водоотливу на всей территории, а не только непосредственно вдоль шоссе. Уровень подземной воды находится в выветрелой зоне, преиму­ щественно в песчаниках, менее в глинистых сланцах. Источники находятся в основном на оползневых территориях и приурочены к смещаемым поверхностям. Кроме оползневых территорий встреча­ ются осыпи и слоистые толщи. Меньшие накопления подземных вод приурочены к депрессиям и пологим склонам с большим по­ кровом откосных осыпей. Глинистые и суглинистые покровы мало проницаемы и непроницаемы. 2. Анализ устойчивости откосов На всей 12-километровой длине трассы будущей автомагистали были постоены через каждые 25 м поперечные разрезы. Для типич­ ных мест выполнены контрольные расчеты устойчивости откосов. Такие профили были засвидетельствованы фирмами INGEO и GEOSTATIK из г. Жилино и кафедрой геотехники СФ СТУ. При этом была использована расчетная программа GEO 5 фирмы FINE. В расчетах устойчивости по разрезам в качестве граничных условий вводились пиковые значения углов внутреннего трения и сцепления, которые по соображения длительности атмосферного 308 влияния рекомендуется уменьшать. Активность оползней была определена и сведена в три группы: • стабильные территории Fs >1,2 (Fs - фактор устойчивости); • потенциальные оползни Fs= 1,0 - 1,2; • активные оползни F ^< 0,95. Устойчивость тела автомагистрали, проходящей на насыпях и во врезках с мостовыми объектами, была проанализирована на 38 от­ резках. С точки зрения отличий статического воздействия на разных отрезках трассы автомагистрали с учетом геологической среды, конструктивных и технологических решений согласно основным воззрениями Зарубы и Менцла (1987) и детальным разработкам Ба- ляка и др. (2007) можно было принять во внимание такие способы обеспечения устойчивости откосов в насыпях и врезках: • исправление формы откоса, • осушение откоса, • подпорные конструкции, • грунтовые анкеры, • армирование откосов, • защитные конструкции и покрытия поверхности откосов. Далее внимание направлено именно на те конструктивные меры, которые будут применены на устраиваемой автомагистрали (рис. 1) с наибольшей вероятностью. 309 Рис. 1. Потенциально оползнеопасная территория (фото Турчека) Водоотлив является наиболее распространенным превентивным методом санации и применяется более чем в 90 % случаев. Первым шагом должен быть надежный поверхностный водоотлив обвод­ ненных участков и неустойчивых территорий. Мелкие оползни вы­ годно санировать дренажными канавами и ребрами. Гравийные ре­ бра выгодно применять особенно в геологических условиях, где точно известны водоносные горизонты. Достоинством такой техно­ логии является относительно надежный перехват притоков даже на многих уровнях по глубине и дренирование подземной воды. Гра­ вийные ребра повышают устойчивость откоса, поскольку возраста­ ют пассивные составляющие усилий в статической схеме. Испол­ няются тогда две основные функции. Если они проникают ниже сдвигаемой поверхности, то их главной задачей является повыше­ ние сопротивления сдвигу в области сдвигаемой поверхности и снижение воздействие напора воды. Если они не достигают уров­ ня ослабленной зоны в основании, осушают прежде всего поверх­ ностный слой откоса. Ожидаемую несущую способность гравийных ребер за счет снижения уровня подземной воды и повышения пара­ метров сдвиговой прочности грунтов в откосе нужно подтвердить статическим расчетом. По трассе С учетом вычисленной степени устойчивости откоса на разных стадиях строительства, наличия уровня подземной воды на оцени­ ваемом участке авто-магистрали и свойств грунтов основания по ее трассе было предусмотрено расстояние между ребрами по 6,0 м. Дренажное и одновременно стабилизирующее ребро было запроек­ тировано в своей нижней части шириной 0,6 м, склоны канавы для ребра с уклоном 5:1. Проектная высота ребра менялась с учетом уровня подземной воды, которую нужно понизить, наклона поверх­ ности во врезке и формы соединения ребра со спланированным от­ косом. В случае высоты ребра 3 м в расчете принималась средняя его ширина (0,6 + 1,8) / 2 = 1,2 м, при высоте 5 м - 1,6 м. Ребро будет заполнено битым камнем, у которого параметры сдвиговой прочности предполагались минимально ф = 40°, с = 0. Природный откос состоит из глинистых грунтов, параметры кото­ рых в предшествующих расчетах учтены со значительным разбро- 310 COM. При моделировании однородного откоса обратным расчетом установлена почти реальная сдвиговая прочность покровного слоя откоса: (р = 20°, с = 0 кПа. Характеристики грунтов на отрезке, про­ резанном ребрами глубиной по 3 м, скорректировали в виде средне­ взвешенных значений: 20 .4 ,8 + 40.1,2 < ---------------- ^------------ с = о кПа. Таким образом, уточненные средние значения (р в дальнейшем подставили в расчет устойчивости в тех случаях, когда было удобно повышать устойчивость откоса каменными ребрами. На всех проек­ тируемых участках ребра должны были заглубляться от пяты откоса до площадки (или на участках без площадки на всю высоту врезки), на которой изготавливается соединительная гравийная стена, пере­ хватывающая потоки подземной воды с верхних положений откоса. Ребра погружаются нижней частью в заглубленную дрену. Из методов глубинного водоотлива у нас и во всем мире наибо­ лее широко распространено применение почти горизонтальных во­ допонизительных скважин. Их главным эффектом является сниже­ ние уровня подземной воды и ее напорного воздействия. Наиболшая эффективность ими достигается за счет перехвата об­ водненных фильтрующих горизонтов, особенно в верхней части оползневого откоса, где колебание гидравлического давления наиболее способствует повышению его устойчивости. Примером может быть проект фирмы Geostatik из г. Жилино, представленный на рис. 2. К наиболее применяемым методам технических стабилизацион­ ных мер относятся свайные стены. Устраиваются они перед даль­ нейшими исправлениями откоса, например врезками. Высокопроиз­ водительное оборудование гарантирует достаточную скорость и качество работ. Недостатком является относительно высокая сто­ имость и при сложном рельефе потребность в подготовке подъезд­ ных дорог для строительных механизмов. Проект свай должен исходить из статического решения. На ос­ нове информации в литературе (Турчек и Гулла, 2004) весьма при­ близительно можно учитывать для защемленной армируемой сваи допустимую нагрузку от бокового давления грунта согласно табл. 1. 311 При больших нагрузках требуется анкерование или несколько рядов свай. За счет соединения свайных рядов обвязочными поясами по­ вышается несущая способность такой конструкции до 50 %. Рис. 2. Оползни по трассе автомагистрали (черные - затухшие; красные - потенциальные), обводненные участки и размещение горизонтальных водопонизительных скважин Ориентировочная несущая способность сваи, нагруженной боковым давлением грунта (кН) Таблица 1 Высота Диаметр сваи, м стены, м 0,3 0,6 1,0 1,5 2 100 120 200 350 3 65 80 160 200 Основным условием эффективности является защемление свай и расположение корней анкеров за пределами поверхности сдвига или обнаруженной ослабленной зоны. Поэтому правильная локали­ зация поверхностей сдвига относится к неизбежным исходным дан­ ным, обуславливающим успех проектного решения. Другой ответ­ ственной задачей является определение давления грунта на свайную 312 стену. При решении были использованы сведения об успешных за­ рубежных подходах (например, Брандл, 1992). Приблизительно можно определить, что загружение свайной стены при оползне больше от 30 до 40 % чем активное давление грунта. При обширных площадях оползнях и более глубоком располо­ жении поверхностей сдвига почти всегда применяют стены из свай больших диаметров. При менее ответственных задачах предпочти­ тельны одно - или двухрядные стены из микросвай. С соблюдением принципов статического расчета на основе про­ граммы GEO 5 и выявленных при изысканиях геологических усло­ вий были запроектированы свайные стены для трех типичных воз­ можных положений поверхностей сдвига. Статическая схема пред­ полагала в крайнем случае сдвиг грунта ниже свайной стены в пространстве от дневной поверхности до сдвиговой поверхности. Во всех трех случаях были применены такие граничные условия: у = 20 kN/m^ ф = 20°, с = 0 кРа, 5, = 7°, 5^ , = 7°, E^ ed = 8 MPa, v = 0,4. Примером такого проекта был отрезок между 29,85 -30,45 км, где на трассе автомагистрали возникло обширное обрушение отко­ са, в своей верхней части естественно устойчивое. Речь идет о ком­ плексе глубоких оползней, которые имели потенциальный характер, а сдвиговая поверхность по глубине достигала от 6 до 8,5 м, места­ ми максимально до 10 м. Тело автомагистрали было расположено преимущественно на насыпи, частично во врезке. Исходя из сложных геологических условий на этом участке ка­ федрой геотехники была смоделирована устойчивость откоса. При ее расчете были учтены параметры сдвиговой прочности: ф = 20°, с = о кПа. Устойчивость откоса в природных условиях (т.е. еще до строительных операций) составила Fs = 1,01. После устройства врезки она бы снизилась до Fs = 0,97 и при последующем возведе­ нии насыпи произошло бы повышение до Fs = 1,03. При моделиро­ вании понижения уровня подземной воды на 4,0 м устойчивость откоса во врезке повысилась до Fs = 1,05 и под телом насыпи до Fs = 1,1. Для повышения устойчивости на данном отрезке прежде всего предложено изготовить гравийные ребра. При моделировании гравийных ребер с их глубиной 3 м практически не изменилась устойчивость {Fs = 1,03), а при их углублении еще на 1 м достигну­ то ее повышение лишь до значения Fs= 1,1. 313 Устойчивость откоса этого участка определяла и фирма Geostatik из г. Жилино с учетом параметров сдвиговой прочности грунта ф = 17°, с = О кПа. Для сравнения с нашими прогнозами приведем совокупность этих результатов в табл. 2. Даже эти результаты не дают успокоительные значения. Таблица 2 Устойчивость откоса на 29,960 км (Geostatik г. Жилино) Сдвигаемая поверхность Сдвиговые параметры F , до строительства F s после строительства шах УГВ безводы шах. УГВ без воды А -А ' ф= 17° с = 0 кПа у=20кН/м^ 1,0341 1,2530 В -В 1,0577 1,2304 1,0495 1,2037 С -С 1,0936 1,2287 1,0850 1,2087 насыпь по расчетам 0,810 Уделяло внимание этому участку также INGEO г. Жилино. На 29,89 км построен пофиль со значением ф = 20°, при котором в исходном состоянии с пониженным УГВ под поверхностью сдви­ га устойчивость была F^ o = 1,66, а при учете исходной поверхности с напорной водой - Fsi = 1,16, что тоже неприемлемо. Как показали повторные расчеты, с учетом высокого риска акти­ визации оползня пришлось искать способ надежного обеспечения устойчивости откоса. Кафедрой геотехники на этом участке пред­ ложено в 2 м от края левосторонней врезки соорудить свайную сте­ ну (рис. 3), которая будет возвышаться на 5,5 м над пересечением свай с откосом между врезкой и свайной стеной с уклоном 1:2. Сваи были запроектированы из бетона С 25/30, 0 1,2 м на вза­ имном расстоянии по 1,3 м, обгцая длина свай 20,0 м, два яруса ан­ керов расположены по горизонтали через 1,3 м (т.е. анкеры разме- гцены в зазорах между каждой сваей). Верхний ряд анкеров пред­ ложено устроить на глубине 2,2 м ниже голов свай, наклон анкеров 15°, свободная их длина 30 м, длина корней 7 м. Нижний ряд анке­ ров будет на глубине 4,8 м ниже голов свай, наклон анкеров 15°, 314 свободная их длина 25 м, длина корней 7 м. Преднапряжение всех анкеров на обоих рядах предусмотрено усилиями по 250 кН. Каж­ дый ряд анкеров был объединен монолитным поясом высотой 0,5 м. Рис. 3. Заанкеренная в 2-х ярусах свайная стена длиной 20 м из свай 0 1,2 м Над железобетонным поясом в уровне голов свай по всей длине врезки будет продольная водоотводная канава. Длина свай запрек- тирована с достаточным защемлением ниже поверхности сдвига и даже с резервом, поскольку не на всех участках потенциальная поверхность сдвига имеет одинаковую глубину. Весь оползневый участок сильно обводнен. Поэтому над и под трассой автомагистрали нужно было неизбежно снизить уровень подземной воды по всей площади участка при помощи веера гори­ зонтальных водопоглотительных скважин. По характеру обводне­ ния оценено, что на участке автомагистрали длиной 600 м необхо­ димо изготовить почти 20 вееров таких скважин. На тех участках, где не было настолько угрозы устойчивости рассматриваемой тер­ ритории, например, врезка достигает глубины менее 5 м, можно принять менее ответственный способ повышения устойчивости. Примером такого участка был 28,825 км, где запроектирована анке- руемая подпорная стена с размерами согласно рис. 4: анкеры вза­ имно удалены по 3,0 м, отклонены от горизонтали на 15°, свободная длина тяги 10 м, корень 7,0 м, усилие преднапряжения 250 кН. Над подпорной стеной в случае, если врезка превысит бетонную кон­ 315 струкцию, достаточно откос подправить с уклоном 1:2. Длина корня анкеров определяется по результатам статического проекта так, чтобы потребное усилие растяжения надежно передавалось в устойчивую часть грунтового массива. Рис. 4. Заанкеренная подпорная стена Заключение На трассе запроектированной в северной Словакии автомаги­ страли были сначала разграничены участки с примерно одинаковы­ ми геологическими условиями и для них предложены конкретные меры из условия надежности при минимальной потребности раско­ пок грунта. Такие решения являются результатом оптимизации для этого участка с выбором самых удобных методов и необходимых мер. На конкретных участках обычно применяют комбинации раз­ ных технических мер, которые взаимно дополняются. Не исключаются и виды конструкций, которые прежде всего должны обеспечивать требуемую надежность. Обоснованием изме­ нения предложенного решения может быть новая (более подробная) информация о свойствах грунтовой среды, или технологическая не­ доступность выбранного метода на сложной поверхности. Особенно чувствительным вопросом в этой связи является буримость толщ песчаников. Вопреки разному опыту в сравнимых условиях бли­ жайшего окружения на оползневых участках были запроектированы стены из буронабивных свай. Главным доводом была потребность надежного статического обеспечения оползней. Лишь в случае про­ 316 явления особо тяжело буримых толщ песчаников будет удобно ло­ кально заменить заанкеренные свайные стены системами анкеруе- мых стен из микросвай. В соответствии с STN EN 1997-1 (Проектирование геотехниче­ ских конструкций. Часть 1: Осовные правила) необходимо подав­ ляющую часть отдельных объектов проектировать по принципу 3-й геотехнической категории. Однако для этого пока не было в наличии достаточно детальной информации о свойствах грунтов. Литература 1. Baliak, F. а kol: Dial’nica D3 Svrcinovec - Skalite. Navrh aposiidenie geotechnickych opatreni. SvF STU, Bratislava, 2007. 107 s. 2. Brandi, Н.: Retaining structures for rock masses. Butterworth Heinemann, Oxford, 1992. 44s. 3. Panek, M., akoL: D18 Kysucke Nove Mesto - Skalite, orientacny inzinierskogeologicky prieskum, GEOstatik Zilina, 1998. 4. Panek, M., akoL: D18 (D3) Kysucke Nove Mesto - Skalite. II. lisek Svrcinovec - Skalite. Orientacny inzinierskogeologicky prieskum, GEOstatik Zilina, 2001. 5. Turcek, P. - Hulla, J.: Zakładanie stavieb. JAGA, Bratislava, 2004, 360 s. 6. Zaruba Q. - Menel V.: Sesuvy a zabezpecovani svahii. Academia, Praha, 1987. 7. Zathurecky, A. akoL: Podrobny inzinierskogeologicky prieskum stavby diafnice D3 Svrcinovec - Skalite. INGEO - IGHP, s.r.o., Zilina, 2006. Статья является одним из выходов проекта грантового агентства VEGA №. 1/0241/13 “Прогноз развития деформаций из­ бранных геотехнических конструкций в зависимости от напря­ женного состояния ”. Перевод ео еловацкого М.И. Никитенко 317 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.131.5 О ШАГЕ ЗАХВАТОК ПРИ УГЛУБЛЕНИИ ЛЕНТОЧНЫХ ФУНДАМЕНТНОВ РЕКОНСТРУИРУЕМЫХ ЗДАНИЙ Хритин И.В. Экспериментально-технологическое отделение НИИОСП им. Н.М. Герсееаноеа, г. Москва, Россия В статье приведены результаты численного моделирования выпол­ ненного в экспериментально-технологическом отделении НИИОСП им. Н.М. Герсеванова для определения зависимости шага (интервала) между единовременно выполняемыми захватками при углублении фун­ дамента на дополнительные деформации реконструируемого здания. The article presents the results of numerical simulations performed in the experimental-technological department NIIOSP a name. N.M. Ger- sevanova to determine the dependence of the step (interval) between simultaneously running in bays at deepening the foundation for addition­ al deformation of the reconstructed building. Введение Увеличение глубины заложения фундамента - достаточно рас­ пространенный прием, позволяющий передать на основание допол­ нительную нагрузку, возникающую при реконструкции, в том числе с повышением этажности. Кроме того в практике строительства ча­ сто при реконструкции зданий выполняется устройство нового или углубление уже существующего подвала или цокольного этажа. При этом проектируемая отметка подвала зачастую оказывается ниже отметки заложения существующих фундаментов, в связи с чем возникает необходимость в их углублении. 318 Распространенным способом углубления ленточных фундамен­ тов является подведение под них новых монолитных железобетон­ ных элементов [1]. Подведение осуществляется поэтапно, последо­ вательными или чередующимися захватками вдоль существующего фундамента. Шаг между одновременно выполняемыми захватками является важнейшим критерием при производстве работ, так как от него зависит трудоемкость и сроки выполнения работ. Чем чаще шаг захваток, тем ниже трудоемкость и короче сроки. Однако не менее важным фактором при выборе шага между захватками явля­ ется необходимость ограничения дополнительных осадок рекон­ струируемого здания. Подавляющее большинство этих зданий имеют не малый срок эксплуатации, а так же могут являться памят­ никам архитектуры, культуры или зданиям исторической застройки. Предельные дополнительные деформации фундаментов таких зда­ ний, установлены [2] в пределах от 1 см до 5 см. В работе [3] реко­ мендован интервал между захватками равный пяти-шести захваткам без учета вида грунта основания. В экспериментально-технологическом отделении ПИИОСП им. H. М. Герсеванова сделана попытка проанализировать зависимость шага (интервала) между единовременно выполняемыми захватками при углублении фундамента на дополнительные деформации ре­ конструируемого здания. Полученные результаты в виде таблиц и графиков помогут инженеру-конструктору дать предварительную оценку прогнозируемых деформаций здания в результате рекон­ струкции и выбрать оптимальный шаг захваток, обеспечивающий дальнейшую нормальную эксплуатацию данного здания. Постановка задачи Проанализировав спектр существующих геотехнических про­ грамм, для решения поставленной задачи был выбран программный комплекс PLAXIS 3D, позволяющий выполнить моделирование из­ менения НДС массива грунта под фундаментом в пространственной постановке на основании МКЭ. 3D модель включала в себя однородный массив грунта и лен­ точный фундамент шириной 1,0м и глубиной заложения 2,0 м. При моделировании рассмотрено углубление фундамента на I, 0 м подведением железобетонной ленты захватками шириной 1,0 м (рис. 1). 319 Рис. 1. Общий вид расчетной модели на этапе устройства захваток первой очереди с интервалом равным трем захваткам Вычисление прогнозируемых осадок фундамента выполнено с учетом следующей последовательности производства работ: • этап 1 - разработка грунта под подогпвой фундамента для бетонирования захваток первой очереди с гпагом 1-5 захваток; • этап 2 - бетонирование захваток первой очереди; • этап 3 - разработка грунта под подогпвой фундамента для бетонггрованггя захваток второй очереди с гпагом 1-5 захваток; • этап 4 - бетонггрование захваток второй очереди; • и так далее, в зависимости от интервала между одновременно выполггяемыми захватками. Грунтовый массив представлен простой и устойчивой нелиней­ ной моделью грунта Кулона-Мора. В качестве основанггя фунда­ мента рассмотрен диапазон суглинков в интервале от полутвердых до мягкопластичных с коэффиг(иентами пористости 0,75, 085, 0,95. Прочностные и деформаг(ионньге характеристики данных грунтов ггриггятьг по Приложению Б [2]. Для задания нагрузок (давления под подогпвой фуггдамента) на основание углубляемого фундамента использовано два подхода. Первый подход предусматривал задание нагрузки в пределах значе­ ния расчетного сопротивления соответствующего грунта (р = R и р = 0,5R), второй задание нагрузки равной фиксированным значе­ ниям (р = 100 кПа, р = 200 кПа, р = 300 кПа). Полученные результаты В результате численного многовариантного расчета получены зависимости дополнительных осадок фундаментов зданий в резуль­ тате ггх углубленггя от интервала между одновременно вьгполггяе- мыми захватками при разлггчньгх характеристиках грунта основания и давленггях под подогпвой данного фуггдамента. 320 Первый подход при задании нагрузки под подошвой фундамента показал, что: при давлениях р = 0,5R максимальная дополнительная осадка фундамента составит 0,8-1,4см, минимальная - 0,6-0,9 см; при давлениях р = R максимальная дополнительная осадка фунда­ мента составит 5,6-24,3 см, минимальная - 1,3-2,4 см (табл. 1). Ми­ нимальные значения осадок выявлены при интервале, между одно­ временно выполняемыми захватками, равном: при р = 0,5R - трем захваткам и более; при р = R - четырем захваткам и более. При дан­ ных интервалах между захватками наблюдается стагнация резуль­ татов вычисления и дальнейшего уменьшения значения осадок при увеличении интервала не происходит. Таблица 1 Показатель текучести II Интервал межлу захватками Осадка фундамента (мм) при давлении р = R и р = 0,5R и коэффициенте пористости е, равном 0,75 0,85 0,95 р = 0,5R p = R р = 0,5R p = R p = 0,5R p = R 0,SS - -e^OJS Рис. 2. Зависимость осадок фундаментов от интервала между захватками при давлении под подошвой /> = 100 кПа и основанием, сложенном суглинками: а - полутвердыми 0 < II < 0,25; б - пластичными 0,25 < II < 0,5; в - мягкопластичными 0,5 < II ^0,75 322 Интервал между захватками I 2 3 4 S Интервал между захватками -------г - 0 ,7 5 Интервал между захватками - - е=0,7і -Ч-0.85 - -e^O.iS Рис. 3. Зависимость осадок фундаментов от интервала между захватками при давлении под подошвой р = 200 кПа и основанием, сложенном суглинками: а - полутвердыми 0 < II < 0,25; б - пластичными 0,25 < II ^0,5; в - мягкопластичными 0,5 < II ^0,75 1. При давлении под подошвой фундамента р=100кПа: • здания и сооружения исторической застройки - во всех рас­ смотренных грунтах за исключением мягкопластичного суглинка с коэффициентом пористости е=0,95; • остальные здания - для всех рассмотренных грунтов. 2. При давлении под подошвой фундамента р=200кПа: • здания и сооружения исторической застройки - в тугопластичных суглинках при е = 0,75 и е = 0,85, в пластичных суглинках при е = 0,75; 323 • остальные здания - во всех рассмотренных грунтах за исклю­ чением мягкопластичного суглинка при е = 0,95. а) Интервал между захватками б) 1 2 3 4 S Интервал между захватками 1 2 3 4 5 - - e-0,7S ------ e»0,es - - и-О.К Интервал между захватками 1 2 3 4 5 Рис. 4. Зависимость осадок фундаментов от интервала между захватками при давлении под подошвой р = 300 кПа и основанием, сложенном суглинками: а - полутвердыми 0 < II < 0,25; б - пластичными 0,25 < II ^0,5; в - мягкопластичными 0,5 < II ^ 0,75 3. При давлении под подошвой фундамента р = ЗООкПа: • здания и сооружения исторической застройки - превышение предельных значений во всех рассмотренных грунтах; 324 • остальные здания - в суглинках полутвердом, пластичном при е = 0,75 и е = 0,85, в мягкопластичном при е = 0,75. Следует обратить внимание на то, что полученные данные не учитывают динамические воздействия от строительных механизмов и изменение температурно-влажностного режима грунта основания. Таким образом, реальные значения дополнительных осадок фунда­ ментов могут отличаться в большую сторону. Заключение Результаты численного многовариантного расчета позволили дать количественную оценку прогнозируемых дополнительных осадок реконструируемых зданий от углубления их фундаментов в зависимости от грунтовых условий, давления под подошвой и шага между одновременно выполняемыми захватками. Получены данные о наиболее оптимальном интервале между од­ новременно выполняемыми захватками, равном 3-4 их длинам. Установлено, что при углублении фундаментов захватками, до­ полнительные осадки реконструируемых зданий, окажутся в пределах допустимых [2] для зданий исторической застройки и памятников архитектуры при давлениях под подошвой фундамен­ тов в пределах 0,5 R, а для остальных типов зданий при давлении не более R. Если давление под фундаментом превышает R (для зданий исторической застройки 0,5 R), углубление фундаментов возможно только при их усилении сваями или разгрузке на время работ. Литература 1. Коновалов, П.А. Основания и фундаменты реконструируемых зданий / П.А. Коновалов. - М. : ВПИИНТПИ, 2000. 2. СП 22.13330.2011. Основания зданий и сооружений. - М.: МРР РФ, 2011. 3. Иванов, И.Т. Усиление оснований, фундаментов и стен жилых зданий / И.Т. Иванов. - М. : Издательство министерства комму­ нального хозяйства РСФСР, 1955. 4. PLAXIS 3D 2010. Руководство пользователя / под ред. R.B.J. Brinkgreve. - Нидерланды : Дельфтский технологический универси­ тет, 2010. 325 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.131 ТЕХНОЛОГИИ УСТРОЙСТВА ФУНДАМЕНТОВ ТРАНСПОРТНЫХ СООРУЖЕНИЙ В УСЛОВИЯХ МОСКВЫ Шмидт д . д . ООО «ТрансКапСтрой», г. Москва, Россия В статье рассматривает технологии устройства фундаментов транс­ портных сооружений в условиях высоких темпов строительства и плотной городской застройки. В том числе Буровые сваи с приме­ нением обсадных труб и полимерного раствора, CFA; «стен в грунте». Отмечены достоинства и недостатки технологий с учетом инженерно­ геологических условий. In the article the technology device of the bases of transport facilities in the face of high rates of construction and dense urban areas. Including using a drill pile casing and the polymer solution, CFA; "diaphragm walls." The advantages and disadvantages of technology based engineer­ ing and geological conditions. Введение При строительстве транспортных объектов на территории г. Москвы в основном используются свайные основания, что обуслов­ лено наличием больших нагрузок в купе с интенсивным движением и геологическими особенностями грунтов оснований. В условиях плотной городской застройки, жестких санитарных норм и наличия архитектурных объектов устройство оснований опор на забивных призматических сваях в большинстве случаев не возможно, поэтому 326 используются различные технологии устройства свайных фундамен­ тов, основанные на применении буровых столбов. [1,2] 1. Буровые сваи Основания на буровых сваях классифицируются по следующим типам [4, 5]: • буронабивные сваи, БНС (отдельно стоящие буровые столбы); • бурокасательные сваи, БКС (между столбами нет промежутков); • буросекущие сваи, БСС (расстояние между центрами смеж­ ных столбов составляет 0,8-0,9 их диаметра). Буронабивные сваи Бурокасательные сваи Основные технологии для устройства буровых свай: • с применением обсадной трубы; • с применением глинистого или полимерного раствора; • с применением непрерывно перемещающегося шнека (CFA). Применение обсадной трубы Устройство буровых столбов с применением обсадной трубы (рис.2) - наиболее распространенная технология. Она заключается в погружении инвентарной трубы с помощью «стола» (осциллято­ ра), внутри которой и происходит выемка грунта буровым оборудо­ 327 ванием. Применение обсадных труб исключает обсыпание стенок скважин, следовательно, деформацию грунтов в зоне проведения работ, что в сочетании с отсутствием динамических и вибраци­ онных воздействий на грунт, позволяет выполнять работы в не­ посредственной близости от существующих зданий и сооружений. Далее изготавливается арматурный каркас, который монтируется в пробуренную скважину и затем укладывается бетонная смесь ме­ тодом ВПТ с применением бетонолитных труб. Секции инвентар­ ной обсадной трубы по мере заполнения скважины бетоном извле­ каются. Последний этап - срубка «головы» сваи, когда верхний «шламовый» слой бетона срубается отбойными молотками. / / / / / / / / / / / / / у / / / / / / / / / і / у ' ' / ? / / / / л / / ' / / / 7 / / / / с / / ' / / / f t », 4 4*А4 4 Л * 4 *,4 4 Ау 4 4 Л 4 4 4, 4 4 Ау *А/ / У / . 4 Ал 4 3. Погруж0*ш9 армо- каркасе а скалжнну 4. ЗлполнвииА скважкмм багомоіі MJ аагобатои» смаситала 1. Усгамоака бурового 2. Логрухеима обсданой сганка на гокку до лроамтои буракия отаж и . Иавкачаниа групп М3 обсадмои трубы Рис. 2. Технология сооружения буровой сваи под защитой обсадных труб Применение глинистого или полимерного раствора В данном случае крепление стенок скважины обеспечивается цир­ кулирующим в скважине глинистым или полимерным раствором плот­ ностью 1,15-1,3 г/см ,^ который оказывает гидростатическое давление на стенки скважины, а также выносит разрушенную породу на поверх­ ность. Ведущая строительная организация Москвы - ООО «ТрансКап- Строй», работником которой я являюсь, широко использует данную технологию на строительных объектах города Москвы. В качестве свя­ зывающего раствора применяется полимерный раствор «Super Mud». 328 «Super Mud» представляет собой высококонцентрированный синтетический полимер на основе полиакриламидов. Полимерный раствор "Super Mud" является анионным по своей природе; т.е. со­ стоящий из отрицательно заряженных ионов. Большинство внеш­ них частиц грунта имеют положительный заряд. Внутри столба рас­ твора отрицательно заряженные молекулы полимера инкапсулиру­ ют и образуют мостиковые связи между положительно заряженны­ ми частицами грунта. Кластерные частицы грунта образуют связи и оседают на дно скважины (рис. 3). Раствор создает очень гибкую и тонкую мембрану, которая препятствует утечке жидкости и одновременно удерживает стены скважины от осыпания. При этом технология сооружения самой сваи идентична методу с применением обсадных инвентарных труб. Рис. 3. Седиментация частиц грунта Метод непрерывно перемещающегося шнека (CFA) Данная технология по устройству буровых свай (рис. 4) заклю­ чается в погружении непрерывного проходного шнека на проект­ ную глубину, извлечении грунта в объеме разбуриваемой скважины на поверхность и нагнетании бетона по внутренней трубе шнека при одновременном его извлечении. Арматурный каркас сваи по­ гружается в скважину, заполненную бетоном, при помощи вибро­ погружателя. Таким образом, устройство сваи происходит без до­ полнительного крепления стенок скважины. 329 ' /"*/ /' X /f ' * ^ Ў Ў * У / /X ^■ г / i ў f щ жГ.'7^/4Ў.'г*-^У^ ГЎ*'У.'ГУ/ / ' , У У 4 / / , у у у у у у г у / '■ 1. Успмоона 2. Погрущанмф 3. И»*а«ч«кн« бурового сгфмк» ш**о«сво^ кслоимы uwtMoee^ воломяы не го«жу бурения м лрселтиоЛ е олловротенмоЛ эякянкон бегоия 4. Л4ремешеиие буровой усшнооми не новую гонку бурения. S Погружение врмокврквсв енбро- погружвгвлвт«помошею крене. 6. Готовая селе с eernyoreerH артагуры. Рис. 4. Технология сооружения буровой сваи методом НПШ (СТА) Метод «стена в грунте» Наряду с буровыми сваями широкое распространение получил метод устройства оснований по технологии "стена в грунте", кото­ рый часто используется в строительстве не только для крепления котлованов большого объема, но и в качестве основных несущих конструкций тоннелей и путепроводов тоннельного типа. [3, 4, 5] Технология сооружения оснований по методу «стена в грунте»: 1. Устраивается монолитная железобетонная направляющая кон­ струкция - форшахта, которая обеспечивает проектное направление и необходимую точность сооружения «стены в грунте», а также предотвращает обрушение грунта в верхней части траншеи; 2. При помощи специальной установки - двухчелюстного гид­ равлического грейфера разрабатывается траншея в соответствии с геометрией стен, параллельно с извлечением грунта производится заполнение котлована бентонитовым или полимерным раствором, который предотвращает обрушение стенок. 3. Выполненная траншея подготавливается к бетонированию. Устанавливается арматурный каркас. После монтажа каркаса в траншею опускаются бетонолитные трубы с приемными воронками. 4. Производится бетонирование стены, при этом вытесняемый бетонной смесью бентонитовый или полимерный раствор откачива­ ется при помощи насосов и подается на установку регенерации. 330 Основные достоинства и недостатки выше описанных технологий устройства оснований искусственных сооружений У с т р о й с т в а б у р о в ы х с в а й п о д з а щ и т о й о б с а д н ы х т р у б : Достоинства: отсутствие просадок грунта и возможность про­ изводства работ при наличии различных нагрузок на грунт (транс­ портные потоки, насыпи и т.д.). Возможность выполнения работ практически в любых инженерно-геологических условиях. Недостатки: сложности при производстве работ в стесненных условиях, размещение опускного стола, длительность процесса устройства сваи, связанная с установкой и извлечением секций ин­ вентарных обсадных труб. У с т р о й с т в а б у р о в ы х с в а й п о д з а щ и т о й г л и н и с т о г о и л и п о ­ л и м е р н о г о р а с т в о р а . Достоинства: оперативность производства работ, возможность производства работ в стесненных условиях. Недостатки: вероятность появление просадок грунта, опасность производства работ при наличии нагрузок на грунт, необходимость расположения узла для рекультивации раствора, технологические сложности при производстве работ в слабых грунтах. У с т р о й с т в а б у р о в ы х с в а й п о т е х н о л о г и и Н П Ш ( C F A ) : Достоинства: оперативность производства работ, возможность производства работ в стесненных условиях. Недостатки: вероятность появление просадок грунта, опасность производства работ при наличии нагрузок на грунт. Производство работ только в устойчивых грунтах. У с т р о й с т в а о с н о в а н и й п о т е х н о л о г и и " с т е н а в г р у н т е Достоинства: оперативность производства работ, возможность производства работ в стесненных условиях, лучшее восприятие го­ ризонтальной нагрузки нежели у буровых свай, при одинаковой площади поперечного сечения. Недостатки: вероятность появление просадок грунта, опасность производства работ при наличии нагрузок на грунт, технологиче­ ские сложности при производстве работ в слабых грунтах. Все вышеперечисленные технологии имеют свои области при­ менения в зависимости от требований окружающей среды, город­ ской застройки, инженерно-геологических условий. Технология, как правило, определяется уже на конечном этапе, исходя из про­ ектных решений геологии и с учетом всех вышеперечисленных 331 факторов. Следующим этапом является разработка проекта произ­ водства работ (ГШР), который включает детальные технологиче­ ские операции машин и механизмов. В начале 90-х годов, когда на строительный рынок РФ и Москвы стали поступать буровые установки, гидравлические молоты и другое оборудование ведущих зарубежных фирм Bauer, Liebherr, Casagrande, Mait, Junttan, Teskar идр. Широкое применение эти установки нашли в транспортном строительстве. Что позволило вы­ полнять буровые сваи диаметром до 1,5 м и глубиной до 30м, «сте­ ны в грунте» до 20 м, бареты до 25 м. Внедрение подобных техно­ логий в условиях сжатых сроков строительства потребовало реше­ ние вопросов качества выполняемых работ. В первую очередь, адаптация новых современных технологий к инженерно-геоло­ гическим условиям. Оказалось, что ГШР недостаточен для решения этих вопросов. В 90-х на стройках Москвы появились технологиче­ ские регламенты (основоположники Б.В. ЬГикольский, В.И. Шмидт). Внедрение подобных документов преследовало цель максимальной адаптации штатных технологий к конкретным инженерно-геоло­ гическим условиям строительного объекта. [2] Литература 1. Шмидт, Д.Д. Концепция исследования оценок качества устройства фундаментов искусственных сооружений в условиях Москвы / Д.Д. Шмидт// Транспортное строительство. - М., 2013. -№ 5. 2. Шмидт, В.И. Учет особенностей строительства и рекон-струкции мостов и путепроводов в мегаполисах в ТЭО инве-стиционных проектов / В.И. Шмидт, Т.М. Муджири, В.В. Соловьев // Транспортное строительство. - М., 2002. - №5. 3. Проектирование и устройство свайных фундаментов; СП-50-102- 2003. - Изд-во «ДЕАН»,2004. 4. Трутман, М.С.Свайные фундаменты / М.С. Трутман. - Киев, 1969. 5. Свайные работы / под ред. И.И. Косорукова. - М. : Высш. школа, 1974. 332 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 625.87.06:691.175.2(083) О ПРИМЕНЕНИИ ГЕОСИНТЕТИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛОВ В СТРОИТЕЛЬСТВЕ Штабинский В.В. Республиканское дочернее унитарное предприятие «Белорусский дорожный научно-исследовательский институт «БелдорНИИ» В статье обобщен мировой и отечественный опыт применения геосинтетических материалов и изделий на их основе в строи­ тельных конструкциях. Даны конкретные рекомендации по приме­ нению геосинтетиков. The article is summarized the word and national experience of use of geosynthetic materials and products on the basis of them in building con­ structions. In the part of use of geosynthetics the specific recommenda­ tions are given. Ввведение Под геосинтетическими материалами (ГМ), на сегодняшний день, понимаются композиционные строительные материалы на основе синтетических и натуральных полимеров, контактирующие в строительных конструкциях с грунтом или другими средами и служащие в качестве дополнительных прослоек различного на­ значения (разделительных, фильтрующих, дренирующих, армиру­ ющих, защитных и др.). Широкое применение ГМ в бывшем СССР началось в 80-е годы 20- го столетия в связи с освоением нефтегазовых районов Западной Си­ 333 бири и Крайнего Севера. В Беларуси в это время также были построе­ ны производства по выпуску ГМ. Однако первые нормативные и методические документы по их применению в дорожном строитель­ стве республики появились в 90-е годы прошлого столетия. С этого времени и началось широкое применение ГМ в конструкциях земляно­ го полотна и дорожных одежд автомобильных дорог. Квалифицированное применение ГМ принципиально меняет не­ которые устоявшиеся положения в проектировании дорожных кон­ струкций, особенно в сложных грунтово-гидрологических услови­ ях. При этом стоимость самих геосинтетиков мала по сравнению с эффектом, получаемым от уменьшения объемов и сроков произ­ водства работ, увеличения срока службы дорожных конструкций. Тем не менее, наблюдается парадоксальная ситуация: в небольшой по масштабам стране использование ГМ в других об­ ластях строительства все еще развито слабо. Причиной этого, на наш взгляд, является то, что не все учебные заведения могут обес­ печить требуемый уровень подготовки специалистов по данному вопросу. В первую очередь это относится к инженерам- проектировщикам, которые должны обладать широчайшим круго­ зором и учиться практически всю жизнь. Поэтому в рамках данной статьи автором поставлена задача по­ казать те преимущества от осуществления на практике проектов, в которых заложено использование геосинтетиков. Применение геосинтетиков в строительных конструкциях Геосинтетики сегодня в строительных конструкциях могут вы­ полнять семь основных функций: • разделение - разделяет два разнозернистых слоя, обеспечивая проектную толщину конструктивных слоев и целостность конструкции; • фильтрация - подобно фильтру пропускает воду и задер­ живает захваченные фильтрационным потоком мелкодисперсные грунтовые частицы; • дренирование - подобно дрене для пропуска водного потока в грунтах малой водопроницаемости; • армирование - как армирующий элемент в грунтовой толще или в комбинации с зернистым или монолитным материалом; 334 • защита - как амортизирующая прослойка между конст­ руктивными слоями для предотвращения их повреждения; • изолирование - как относительно непроницаемый барьер для жидкостей и газов; • противоэрозионная защита - для снижения эрозии грунтовых сооружений и естественных склонов от атмосферных осадков, потоков водных и ветровых. В зависимости от выполняемых функций применяются соответ­ ствующие геосинтетические материалы и изделия на их основе. К основным группам (классам) геосинтетиков относятся следую­ щие материалы и изделия: геополотна, георешетки плоские и пространственные, геосетки, геоматы, геомембраны, геокомпозиты. Наиболее распространены их них геотекстильные полотна, так называемые геотекстили. Они могут быть однослойными и двухслойными из сырья одного, двух или нескольких видов. Геотекстильный материал - поставляемое в рулонах сплошное водопроницаемое тонкое (от 1 до 8 мм), тканое, трикотажное или нетканое полотно, получаемое путем скрепления волокон или нитей механическим (иглопробивание), химическим (склеивание), терми­ ческим (сплавление) или другими способами или их комбинацией. В качестве исходного сырья для производства геотекстильных материалов служат волокна из полипропилена, полиэфира, поли­ амида и других химических соединений. Эти материалы обладают стойкостью к химическим веществам, гниению, перепаду темпера­ тур, высокой изотропностью и прочностью на разрыв при обеспе­ чении значительных удлинений, высокой воздухо- и влагопрони- цаемостью и фильтрационной способностью. В дорожном и других областях строительства наибольшее рас­ пространение получили разделительные прослойки из геотекстиль­ ных материалов, укладываемые на контакте слоев с разным зерно­ вым составом, прежде всего если под воздействием многократных нагрузок при уплотнении или в процессе эксплуатации возможно проникание тонких частиц в поры слоев из крупнозернистых мате­ риалов (щебня, гравия) в нижележащие слои из песка. Геотекстиль может быть применен в качестве технологической прослойки для укладки и уплотнения песчаных и крупнообломоч­ ных грунтов на глинистое основание повышенной влажности. 335 в ряде случаев прослойка из геотекстильного материала может частично или полностью заменить в дренажных системах много­ слойный фильтр из зернистых материалов (песка, гравия, щебня). Это относится и к подземным дренажам, применяемых для за­ щиты подземных сооружений от воздействия грунтовых вод. Геотекстиль может укладываться под швами сборного бетонного покрытия, где прослойка будет препятствовать выплеску песка че­ рез швы при проезде по покрытию тяжелого автотранспорта в неблагоприятные периоды года, позволит в некоторых случаях отказаться от устройства песчано-гравийного основания. Широко известна роль геотекстиля как защитного покрытия грунтовых сооружений от водной и ветровой эрозии. Эту роль гео­ текстиль может выполнять самостоятельно и в комбинации с посе­ вом трав. В Республике Беларусь, начиная с 1995 г., широко приме­ няется разработанный автором геотекстильный материал с содержа­ нием семян многолетних трав, вносимых при его производстве. Комбинация геотекстиля с травосеянием не только обеспечивает временную защиту откоса от размыва на период формирования тра­ вяного покрова, но и дает возможность получить упрочненную дер­ нину, надежно обеспечивающую местную устойчивость откоса во время эксплуатации сооружения в стесненных условиях. С помощью геотекстильного полотна с семенами трав возможны и другие варианты получения армированного дернового покрова, среди которых заслуживает внимания выращивание армированного дерна на полигоне с последующим переносом дернового рулона на укрепляемую или озеленяемую поверхность грунта. В последние годы геотекстиль находит широкое применение за рубежом в армогрунтовых конструкциях, которые используются для увеличения крутизны откосов земляных сооружений и насыпей за устоями у мостовых сооружений и за подпорными стенками. Для повышения эффективности горизонтальных армирующих прослоек их края заворачивают на уложенный по геотекстилю слой грунта и закрепляют. При этом заключенный внутри текстильного ограж­ дения (обоймы) грунтовый массив сам приобретает повышенную несущую способность. Такие обоймы применяют также в осно­ ваниях насыпей на слабых грунтах для повышения устойчивости и снижения неоднородности осадок. 336 Иглопробивным геотекстильным материалам свойственна и дренирующая функция, связанная с их высокой пористостью. По­ лосы геотекстиля могут применяться для вертикального дренирова­ ния (осушения) слабых водонасыщенных грунтов и ускорения про­ цесса консолидации слабого основания. Дренирующие полотна, за­ крепленные на тыльной стороне подпорной или заборной стенки, обеспечивают вывод воды из застенного пространства, осушение засыпки и сброс фильтрационного давления. Следующий класс геосинтетических материалов представляют собой плоские георешетки и геосетки. Плоская георешетка (геосетка) - поставляемый в рулонах мате­ риал со сквозными ячейками, как правило, прямоугольной формы, размеры которых превышают толщину ребер, получаемый методом экструдирования, термоскрепления (сплавления), нитепрошивки, уточного или филейного переплетения. Плоские георешетки (геосетки) изготавливают из расплава по­ лимеров (экструдированные и термоскрепленные), стеклянных и синтетических волокон и нитей, а также базальтового волокна (нитепрошивные, тканые и трикотажного переплетения) с их про­ питкой (обработкой) полимерами или битумными вяжущими. Прочность геосеток значительно больше, чем прочность геотек- стильных материалов, поэтому их используют для армирования ас­ фальтобетонных покрытий с целью повышения их прочности и трещиностойкости и предупреждения образования отраженных трещин или существенного увеличения сроков их появления. Для этих целей выпускаются геосетки с ячейкой размером 20-30 мм. Сетки армируют асфальтобетон и благодаря достаточно большим ячейкам не уменьшают сцепление слоев асфальтобетона, не снижа­ ют несущей способности конструкции. Другое направление применения плоских георешеток и гео­ сеток - это армирование оснований из несвязных каменных матери­ алов. Для этих целей используют в основном двуосноориентиро- ванные (двуосные) полимерные георешетки, получаемые способом экструдирования, и нитепрошивные геосетки из полиэфирных ни­ тей с полимерной обработкой (пропиткой). За рубежом плоские георешетки и геосетки используют и для армирования каменно-набросных укреплений на откосах земляных 337 сооружений. Однако в последние годы для этих целей более широ­ ко используют пространственные (объемные) георешетки. Георешетка пространственная - объемный материал с ячейками со­ товой структуры (в растянутом положении) высотой от 5 до 20 см, со­ стоящий из скрепленных в шахматном порядке полос полимера (поли­ этилена) или нетканого термоупрочненного геотекстильного полотна и поставляемый блоками со сложенными ячейками. Соединение смежных полос объемных георешеток осуществля­ ют ультразвуковой термосваркой (пластиковые георешетки) или термоскреплением (сплавлением) и нитепрошивкой (георешетки из геотекстильного полотна). Объемные георешетки используют для устройства подпорных стенок, упорных берм и других конструкций для повышения устой­ чивости крутых грунтовых откосов, в комбинации с различными заполнителями (растительный грунт, грунтогравий, щебень и др.) образуют на поверхности высоких откосов защитные неразмывае- мые покрытия, ограничивают сдвиговые деформации и укрепляют грунты, создавая единую структурную массу, которая выдерживает большое давление. За рубежом, особенно в Германии и США, для противоэрозион- ного укрепления поверхности откосов земляных сооружений широ­ ко применяют геоматы. Геомат - это плоский или объемный элемент, выполненный из хаотически расположенных полимерных мононитей, скрепленных термическим способом (сплавленных), или волокон и стеблей рас­ тительного происхождения, скрепленных механическим (с помо­ щью жгута или скрепок) или химическим (с помощью клеевых со­ ставов) способом. Геоматы поставляют в виде рулонов или пакетов (сложенных друг на друга матов). Основное назначение геоматов - укрепление откосов. Объемные геоматы из полимерных мононитей укладывают на откосе с одновременным заполнением растительным грунтом и посевом трав. Другой способ предусматривает применение грубо­ волокнистых плоских матов в виде покрытия, в порах которого по­ степенно накапливаются почвенно-грунтовые частицы и прорастает трава. В некоторых случаях семена трав вводятся непосредственно в материал при его производстве. 338 Геомембраны - материалы для устройства гидроизолирующих (водонепроницаемых) прослоек в основаниях и обратных засыпках фундаментов зданий и сооружений, экранов хранилищ вредных ве­ ществ, в т.ч. свалок мусора, от проникания в грунтовые воды агрес­ сивных и биологически опасных компонентов и др. Изготавливают­ ся в виде полимерных экструдированных пленок с гладкой или ре­ льефной поверхностью, как правило, из полиэтилена или устраива­ ются на месте производства работ путем обработки геотекстильных полотен битумными вяжущими. Битумные геомембраны могут из­ готавливаться и в заводских условиях. Разновидностью геомембран являются и композиционные мате­ риалы (геокомпозиты), изготовленные путем нитепрошивки сло­ женных нетканых геотекстильных полотен с наполнителем в виде порошка бентонитовой глины, образующей при увлажнении водо­ непроницаемый слой. Геокомпозиты - большой класс геосинтетических материалов и изделий на их основе, применяемых для устройства дренирующих прослоек в строительных конструкциях. Это, как правило, много­ слойные материалы и изделия, образованные путем сложения или скрепления геосинтетического материала (геосинтетика) с другим геосинтетиком или иными строительными материалами. Эти мате­ риалы обладают высокой водопропускной способностью в продоль­ ном направлении. Основной разновидностью геокомпозитов являются материалы, изготовленные из двух слоев фильтрующего нетканого геотек- стильного полотна с жестким каркасом между ними из полимерной геосетки, изготовленной с наложением ребер друг на друга, или ме­ нее жестким из геомата из полимерных мононитей или слоя из хи­ мических волокон. Все три слоя соединяются при изготовлении термосваркой, нитепрошивкой или специальными скрепками. Для устройства перехватывающих прерывающих дренажей изго­ тавливаются геокомпозиты с заменой одного из слоев фильтрующе­ го полотна на геомембрану с устройством фильтра только по одной плоскости материала. При устройстве дренажей могут использоваться и двухслойные геокомпозиты, устраиваемые на месте производства работ, которые представляют собой уложенные друг на друга полимерную геомем­ 339 брану с рельефной поверхностью (выступами) и водопроницаемое геотекстильное полотно. Для отвода воды из строительных конструкций могут использо­ ваться и трубчатые дрены (дренажные элементы), представляющие собой перфорированные полимерные трубы с обернутой вокруг дренирующей прослойкой из геотекстиля (трубофильтры). Тру- бофильтры целесообразно использовать для устройства пластовых, пристенных прифундаментных и других конструкций подземного дренажа. Заключение Зарубежный опыт использования геосинтетических материалов показывает, что они в первую очередь рассматриваются не как средство снижения стоимости строительства, а как возможность улучшения качества строительства, повышения долговечности воз­ водимых объектов, увеличения сроков службы и эксплуатационной надежности сооружений. Следует отметить, что применение геосинтетиков наряду с улучшением качества зачастую упрощает технологию производ­ ства и организацию работ, снижает затраты ручного труда и риск производителя работ, связанный с неблагоприятными погодными и грунтовыми условиями. Отмеченные подходы к использованию геосинтетиков за рубе­ жом далеко не исчерпывают всех аргументов их применения. Во многих случаях основным критерием выбора строительной кон­ струкции с применением геосинтетического материала является технико-экономическая эффективность: снижение стоимости стро­ ительства, транспортных расходов, эксплуатационных затрат, мате- риало- и трудоемкости конструкции, ускорение сроков ввода объек­ та в эксплуатацию, использование местных строительных материа­ лов, а также сохранение окружающей среды и др. 340 Секция 4 Нормативно-техническое обеспечение проектирования и устройства оснований и фундаментов БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 691.32.008.6 ПРАВОВЫЕ И НОРМАТИВНЫЕ АСПЕКТЫ ИНЖЕНЕРНЫХ ИЗЫСКАНИЙ ПРИ УСТРОЙСТВЕ ОСНОВАНИЙ И ФУНДАМЕНТОВ В РЕСПУБЛИКЕ БЕЛАРУСЬ Богуш Л.И. Фонд инженерных изысканий для строительства при комитете архитектуры и строительства Минского облисполкома, г. Минск, Беларусь В статье приведены основные правовые и нормативные аспекты производства инженерных изысканий в Республике Беларусь. Про­ веден сравнительный анализ положений действующих ТИПА при устройстве оснований и фундаментов. Геотехнический мониторинг в процессе строительства и эксплуатации зданий и сооружений. This article describes the main legal and regulatory aspects of the production engineering research in the Republic of Belarus. Held a com­ parative analysis of existing TECHNICAL REGULATIONS at the de- vice/foundations. Geotechnical monitoring during construction and oper­ ation of buildings and structures. 341 Согласно СНБ 1.02.01-96 инженерные изыскания выполняются в порядке, установленном законодательством Республики Беларусь, а также строительных норм, стандартов и иных документов (ведом­ ственных, межгосударственных, других государств), если они утвер­ ждены или их применение согласовано в установленном порядке. Основные законодательные акты в сфере изыскательской дея­ тельности: • Кодекс Республики Беларусь о недрах; • Кодекс Республики Беларусь о земле; • Водный Кодекс Республики Беларусь; • Гражданский Кодекс Республики Беларусь; • Кодекс Республики Беларусь об административных право­ нарушениях • Закон «Об архитектурной, градостроительной и строительной деятельности»; • Закон об охране окружающей среды; • Технический регламент Республики Беларусь «Здания и соо­ ружения, строительные материалы и изделия. Безопасность» В Кодексе Республики Беларусь о земле приведен термин: «Изыскательские работы- работы, осуществляемые на местности в целях сбора информации о поверхности земли и (или) недрах для проектирования объектов, разработки месторождений полезных ископаемых и в иных целях». В СТБ 1648-2008 приведены основные термины и определения, в том числе: «Геотехника прикладная строительная дисциплина, основанная на использовании механико-математических методов исследований, целью которой является проектирование и устрой­ ство оснований и фундаментов в различных инженерно­ геологических условиях и включает в себя: инженерную геологию, механику грунтов и основания фундаментов». Встречается в Национальных ТИПА, например в СТБ 1164.0 «Ос­ нования и фундаменты зданий и сооружений. Контроль качества и приемка работ. Параметры контроля и состав контролируемых пока­ зателей п. 4.1.4. При составлении акта и приемке законченных участ­ ков оснований из насыпных грунтов предъявляется комиссии - «Отчет о приемочном геотехническом контроле сдаваемого участка». 342 в ТКП 45-3.02-108-2008 дан термин «Геотехнический монито­ ринг». В БИТУ готовят специалистов на кафедре «Геотехника и экология в строительстве». ВИДЫ ИНЖЕНЕРНЫХ ИЗЫСКАНИИ ДЛЯ СТРОИТЕЛЬСТВА 1. И н ж енерн о- ге рд е зн ч е с ім е 2. И н ж енерн о- ге о л о т ч е с к и е 3. И н ж енерн о- ге оэко л оги че ски е 4. И н ж енерн о- ги д рорлетеорологи- че ски е Ігй д р о гк ігн ч е с ім е ] 5. М ел и ор а ти вн ы е 7. Л ететезсн ич ес ки е S. Торф отехннческие ВИДЫ ИНЖЕНЕРНЫХ ИЗЫСКАНИЙ ДГЯ СТРОИТЕЛЬСТВА [п о СНБ 1.02.01 -ое, С Б Ц 19-200S и д р . ТИПА) И н ж е н е р н о ге ол о ги че ски е и зы ска н и я о с н о в н ы е , ка к и то п ограф о-геодези ч ески е, н о е с т ь и еще ка к м иним ум 13 в и д о в изы скании , tf.4. ух« -кть 2 Посэб-ня . ТКП , СТБ и др в .И н ж е н е рн о ­ го OTexhM ческие 11. О бследований о с н о ва н и и 9, Ботан и ко-техн -л о ги че ски е 10, И зы скания место- -рож д ен и и п еска, Г ГС 14. Н нж енерно - гид р оге о л оги чески е в т.ч. для о бо сн о ва н и я п р о е кто в в о д о за б о р о в п о д зе м н ы х в о д 6. А гр о л е со м е л н - -о р а тн в н ы е 13. PSÓŁ/OM&fnpL/4&CfaJ& Порядок производства нпжвперно- геологических изысканий в Республике Беларусь Получение согласованийп2.12:п2.2А Заказчик Инвестор, іроекш ш органьиацня и т.п. И СП ользован и е I материалов Т е ки и ч &СК0 6 sa д а м и & ранее reHnpoetCTHpoeniHK, ГИП и др. вы полненны х СНБ 1.02.Q1-9C -1.2.4:н.2.7:г».2.ё;лркл.3 I f изученность. П р ограм м а (п р е д п и с а н и е } справочны е СНБ 1.02.01-96-П .2.9-П .2 .12 С данны е / Сметно-договорная доісуменгга-р^ \ п.2 а; п.2 11 / П р о в е д е н и е по л е в ы х работ 1 1*ссл«дованнн, тяіы-т-аннй, отбор-а проб лабораторны х, камеральных и др. работ п.2.21 Регистрация изы сканий п 2 14;n2.1 fi СНБ 1,02.01-96 Получение разреш ений, п.2.17 Передача «Заказчику» в 2-х ЭКЗ. п.2.4 И а рхи в организации 31>лолнив.ш«й и^ы-скания О т ч е т ' об инж енерно-геологических • изы сканиях Передача экз. органам архитектуры ■* Геологическому ф онду п.2Ы:п.2 25 343 Стадийность инженерно- геологических изысканий _______________(по СНБ 1.02.01-Э6)______________ Обоснованиеннгесгицнн в строитегьсгво Архитектурный проект Строительный проект Стадия изыскании-законченнал часть определенного состава инженерно-геологических изысканий, отличагащихсл степеньга детальности и порядком проведения работ зависящая от стадийности проектирования объектовстрот^льства Инженерно- геологическая рекогносцировка И нжен ерн о- геол о ги ч еская съемка И нжен ерн о- геол о ги ч еская ________ разведка_________ HShiCKStiiJR (pSÓOfTJhi} е гіеріюд (работы) по ояопчапии cmpoufnenbcmea (з период экспп^ !пации) с организационными этапами СподэтапамиЗ- втч. на выдачу промегкутачных материалов, для уточнения рабочей гипотезы [см.п.4.1,4;п.4.1.5. СНБ 1.Q2.Q1-M) Этап инженерно-геологических изысканий-законченная часть работ на определенн&й стадии изысканий, позволяющая организационно технически оформить окончаниеотдельного вида [видов}работ Организационно-технологическая схема производства инженерно-геологических изысканий Дешшррироваг/ие ізрофогпомагпврйагю^ Мзршрі/rnfttte наблюдения ровка} исслейоеанья проходка аорні/х 5п/рзболю1[('асе...ит.п^ Полевые исследсвзния зрун/тюг Мнйгенерно- зеолоеичес^е СНБ 1.fl2.fl1-3C гИнсенерньге изыскания для строьгтельства.» СТБ a43-2flflE Грунты. Кп-асснфнкация СТБ 21.Efl2-3S «Инженерно- геологические изыскания для строительства. Ос1-оБ1-э15 требоБанкя с соотзБлекпо и oфopvлel-li'lo доісуы.еі-тачкк' условные графкцесі^ь'е обозначен кяе и др. го сты на полевые и лабораторные работы О Ы Л1N оф ы •ці/ой/^ ь/е pa&ofTbf C/tJSŁfL/OMap^ je наблюдения Слеці/альў*>^в еидь/ йсследованіл/ FadopamopHbG рзботь paлf9pэлźiнasr обработ/г' ліа/ггерйалое^ orrrvem 1.2,1 Инженерно геологические изыскания должны выполняться специалистами имеющими соответствующую квалификацию и необходимый и достаточный опыт 344 РЕГИСТРАЦИЯ ПРОИЗВОДСТВА ИНЖ ЕНЕРНЫ Х ИЗЫ СКАНИИ В Беларуси согласно действующим СНБ 1.02.01-96 «Инженерные изыскания для строительства ^Инженерные изыскания выполняются в порядке, установленном законодательством Республики Беларусь, ив соответствии с требованиями нормативных бокументов...з [л .2.2); «Проведение инженерных изыскании следуетреаистрировать в установленном порядке в местных орванах архитектуры и врадостроительства или иных орванизациях, определенных орванами местной власти... вeoлoвu^^ecкoм фонде... з [п.2.'14;2.16); ■хПолучение разрешений и регистрация изысканий производится организацией (предпринимателем), выдавшей задание на изыскания, или по ее поручению организацией (предпринимателем), выполняющей изыскания (с ее согласия), с дополнительной оплатой соответствующих затрат (п.2.)7). в СВЛ1И сте м , чтп задани&на изысианил выдается, воснпвном, проектной организацией- генеральным проектировщиком [по п.2.7 СНБ 1.02.01-96), с прйел&ч&нйемйзыскшп^ыікіайорганизации, более поздним законодательным актом - «Кодексом Республики Беларусь о недрах» предусмотрена регистрация изысканий производителями изыскательскихра6от. Требования СНБ 1.02.01-96 «Инженерные изыскания для строительства» Сдача {передача] отчета {заклю чения, пояснительной записки к Предусмотрено п.2.24; п. 2.26 СНБ 1.02.01-96-"Геолоеочеслому фонду...Местнымораанам архитектуры и градостроительства или иным организациям по 2.16, е зоне деятельности которых выполнялись инженерные изыскания, неревэется экземпляр отчета (заключения, пояснительной записки) од изысканиях". В пределах своей компетенции, определенной статьей 16 ЗАКОНА РЕСПУБЛИКИ БЕЛАРУСЬ №300-3 «Об архитектурной, градостроительной и строительной деятельности в Республике Беларусь» (Национальный реестр правовых актов Республики Беларусь 13.07.2004т., рет.№2У1049} который вступил в сипу с 01 января 2006года, территориальные органы архитектуры и строительства осуществляют формирование и ведение фондов материалов инженерных изысканий для строительства. Согласно п.9.13, «ПОЛОЖЕНИЯ о главном архитекторе области, города, района, района в городе», утвержденном Постановлением Совета Министров Республики Беларусь 20.02.2007 №24, главный архитектор области, осуществляет организацию создания и ведения.... Фопбое материалов инженерных изысканий для строительства. 345 «Утверждено» Постановление Совета Министров Республики Беларусь 31.12.2009 №1748 Технический регламент Республики Беларусь (ТР 2009/01/BY) «Здания и сооружения, строительные материалы и изделия. Безоласность» С 01.08.2010г. Вошли 2 ТКП EN 1997-(1)(2)-2009 5 Перечень ТИПА Минстройархитектуры взаимосвязанных с Техническим регламентом (ТР 2009/01/BY) «Здания и сооружения, строительные материалы и изделия. Безопасность» ТКП EN 1997-1-2009(02250) Еврокод 7 ГЕОТЕХНИЧЕСКОЕ ПРОЕКТИРОВАНИЕ Часть 1. Общие правила ТКП EN 1997-2-2009 (02250) Еврокод 7 ГЕОТЕХНИЧЕСКОЕ ПРОЕКТИРОВАНИЕ Часть 2 . Исследования и испытания грунта Возможность использования Еврокодов и необходимость их использования, и как и когда их использовать сегодня рассматриваются на всех уровнях... (уточняю изыскания выполняются по техзаданию для (заказчика)проектирования и т.д. Считаю, что есть возможность внесения национальных ТНАПа в Еврокод 7 !!? Существенным фактором, характеризующим современное со­ стояние строительства и инженерных изысканий, является кратное расширение круга лиц и отношений, подлежащих нормативно­ правовому регулированию. Сейчас, с изменением форм собственно­ сти, технологий, материалов, способов финансирования и защиты имущественных прав, в этой сфере как самостоятельные, полно­ правные участники взаимодействуют строительные, проектные, изыскательские предприятия и индивидуальные предприниматели, поставщики, подрядчики и субподрядчики, дольщики, акционеры и инвесторы, банки, страховые компании, экспертные организации, органы государственной власти, различные контролирующие структуры и т.д. Такая богатая палитра правоотношений, порождает огромное количество конфликтов между участниками строительно­ го процесса, актуализирует сферу конфликтной строительно­ технической экспертизы. Но для изыскателей сегодня уменьшилось количество правовых правил игры, установленных государством в этой сфере (после отмены лицензирования), поэтому инженерны- 346 ми изысканиями начинают заниматься кто угодно, не имеющие по­ рой даже базового образования в предметной области. По моему мнению, необходима выработка единых, прозрачных и понятных всем требований и правил проведения изысканий, экс­ пертиз, и использовании этой системы на общее благо и в русле общего тренда государственной политики, направленной на либе­ рализацию экономики, снижение административных барьеров, со­ здание здоровой конкурентной среды. В связи с этим, мне представляется продуктивной концепция инже­ нерного и (или) экспертного сопровождения объекта капитального строительства на всех этапах его жизненного цикла: от изысканий, проектирования, строительства, эксплуатации, до реконструкции и утилизации, т.е. поддержка взаимодействия собственника (вла­ дельца) объекта недвижимости с профессиональными участниками строительного процесса: изыскателями, проектировщиками, под­ рядчиками, поставщиками, эксплуатирующей организацией, кон­ трольно-надзорными органами, в том числе на предмет принятия значимых управленческих решений и осуществления ответствен­ ных действий, а также минимизации собственных рисков и рисков причинения ущерба третьим лицам. Эта концепция, должна согла­ совываться с законодательными нормативными актами. Л и т е р а т у р а 1. Кодекс Республики Беларусь о земле. Кодекс Республики Бе­ ларусь о недрах. Водный кодекс Республики Беларусь. Лесной ко­ декс Республики Беларусь. - Минск : Нац. центр правовой инфор­ мации Республики Беларусь, 2008. - 393 с. 2. Инженерные изыскания для строительства : СНБ 1.02.01-96. - Минск : Минстройархитектуры Республики Беларусь, 1996. - ПО с. 3. Инженерно-геологические изыскания для строительства. Ос­ новные требования к составлению и оформлению документации, условные графические обозначения : СТБ 21.302-99. - Минск : Мин­ стройархитектуры Республики Беларусь, 1999. - 36 с. 347 БЕЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ ТЕХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 69.131.2+624.1 НОРМАТИВНО ПРАВОВОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И ВОЗВЕДЕНИЯ ОСНОВАНИЙ И ФУНДАМЕНТОВ В РЕСПУБЛИКЕ БЕЛАРУСЬ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ НАЦИОНАЛЬНЫХ И ЕВРОПЕЙСКИХ НОРМ Кравцов В.Н. Белорусский национальный технический университет, г. Минск, Беларусь В статье освещены вопросы обеспечения проектирования основа­ ний и фундаментов с использованием национальных технических нормативных правововых актов в области фундаментостроения (ТИПА) и приведения их в соответствие (гармонизация) с европейски­ ми строительными нормами и стандартами (EN Eurocodes). Issues of foundations and foundation’s beds designing using national normative legal documents in the field of construction and their harmo­ nization with Eurocodes are presented in this article. Введение Современная нормативно-техническая база РБ по проектирова­ нию и возведению оснований и фундаментов была разработана в 90-х годах прошлого века в рамках концепции Министерства ар­ хитектуры и строительства Республики Беларусь (МАиС РБ) по со­ зданию «Национального комплекса нормативно-технических доку­ ментов в строительстве». По поручению МАиС РБ - ЕНЭП «Инсти­ тут БелНИИС» при участии БЕЛА, ЕЛ «Геосервис», БелГУЕ, АП 348 «Институт Белпроект» и ГП «Стройтехнорм» (название организа­ ций соответствует их абривеатуре в 1999г.), впервые разработал на базе норм бывшего СССР (СНиП 2.02.01-83 [1], СНиП 2.02.03-85 [2] и др.) национальные нормы РБ по проектированию оснований и фундаментов (руководитель темы к.т.н. В.Н. Кравцов): СНБ 5.01.01-99 «Основания и фундаменты зданий и сооружений» /3/. Позже к СНБ 5.01.01-99 [3] было разработано свыше 20-ти пособий и рекомендаций, развивающих и детализирующих его основные положения. Указанный документ не обновлялся более 10 лет. Вместе с тем мировой опыт нормирования показывает, что переработка строи­ тельных нормативных документов должна осуществляется каждые 5-10 лет. Исходя из новой программы МАиС РБ в области техниче­ ского нормирования и стандартизации в 2008 г. было принято ре­ шение о переработке СНБ 5.01.01-99 [3] в технический кодекс уста­ новившейся практики (ТКИ). Необходимость переработки СНБ 5.01.01 в первую очередь была обусловлена: • сменой государственного статуса Республики Беларусь; • сменой экономической и инвестиционной политики государства; • возникновением рыночных отношений в экономике, в т.ч. в строительстве, и появлением на рынке строительных услуг, как государственных, так и частных структур; большого количества зарубежных фирм, технологий, строительного оборудования и материалов для возведения оснований и фундаментов; • усложнением условий строительства, связанных: с освоением для целей строительства неблагоприятных территорий со специфи­ ческими грунтами, ранее неиспользуемых для этих целей (свалки, неудоби, пойменные и заболоченные земли с пониженными характеристиками грунта и др.); со строительством объектов повышенной этажности и высотных с повышенными нагрузками на основания и рядом других обстоятельств; • необходимостью учета в строительстве: дополнительных требований по экологической охране окружающей среды; новых технологий при реконструкции исторических памятников, уни­ 349 кальных сооружении и связанных с этим мероприятии по геотехническому мониторингу; • требованиями гармонизации документа с действующей новой нормативной базой (ТНПА) РБ, СНГ и Еврокодов; • закреплением в нормах накопленных за последние 10 лет современного опыта проектирования, строительства и результатов последних исследований. 01.07.2012 г. ТКП 45-5.01-254-2012 «Основания и фундаменты зданий и сооружений. Основные положения» [4] (руководитель те­ мы к.т.н. В.Н. Кравцов) был введен в действие с отменной СНБ 5.01.01 [3]. Однако в настоящее время специалистам в области строительства и, в частности, фундаментостроения в своей деятель­ ности приходится сталкиваться при проектировании и строи­ тельстве объектов на территории РБ не только с действующими национальными ТНПА последнего поколения, но и едиными евро­ пейскими строительными нормами. С 1 января 2010г. Национальный комплекс технических норма­ тивных правовых актов в области архитектуры и строительства (ТНПА) дополнен большим блоком европейских норм и стандартов (Еврокодов), которые были подготовлены и введены в действие в очень сжатые сроки. В результате, при практическом использовании указанных доку­ ментов у специалистов возникает большое количество вопросов, связанных с применением утвержденных документов, их статусом, порядком действия и приоритета по отношению к национальным ТНПА. Учитывая это, в настоящей статье ниже даны комментарии по вопросам содержания и применения действующих в РБ нацио­ нальных и Европейских норм (ТКП, СНБ, СТБ, Еврокоды), дей­ ствующих в параллельных комплексах ТНПА. Структура национальных ТНПА в области проектирования оснований и фундаментов РБ после введения Европейских норм В настоящее время нормирование, проектирование зданий и сооружений и интеграция с Европейскими нормами в РБ осу­ ществляется на базе Технического регламента (ТР) «Здания и сооружения, строительные материалы и изделия. Безопасность» [5], утвержденного. Постановлением Совета Министров от 350 31.12.2010 г., №1748 /5/ (рис. 1). Технический регламент разработан на основе Директив 86/106/ЕЕС и2002/91/ЕС и определяет требо­ вания к зданиям, сооружениям, строительным материалам и изде­ лиям, правила подтверждения соответствия требованиям техниче­ ского регламента, а также маркировки знаком соответствия. i I Технический регламент ( Обязательные требования ТНПА для инвестиционных программ ТКПЕК Еврокод CTBEN I i Обязательные требования ТЕПЛА для проектирования в Республике Беларусь ТКП, СПБ СТБ I Требования ТЕПТА, не вошедшие в перечень взаимосвязанных с техническим регламентом Рис. 1. Система нормирования и строительства в Республике Беларусь с введением Европейских норм С введением в действие указанного технического регламента (1 августа 2010г.) количество обязательных при проектировании требований ограничено обеспечение устойчивости зданий и соору­ жений, пожарной безопасности, гигиены, защиты здоровья и охра­ ны окружающей среды, защиты от шума и вибраций, экономии энергии и тепловой защиты, безопасности при эксплуатации. Такой подход полностью идентичен действующим в странах ЕС Евроко­ дам. Для приведения их в соответствие с национальными ТНПА Минстройархитектуры РБ (письмо №06-2-05/1345 от 03.03.10 г. и№01-2/2/134 от 04.03.10 г. [6]) ввел в действие с 01.01.2010 г. на территории РБ-58 ТНПА (ТКП EN) по проектированию конструк­ ций из различных материалов, идентичных Еврокодам. Из них 33 ТКП EN разработаны с национальными приложениями в соответствии с европейским Руководством по внедрению Евроко­ дов. Предварительно, в ноябре-декабре 2009 г. постановлениями Еосстандарта, утверждено 668 европейских стандартов (СТБ ЕН), 351 на которые даются ссылки в утвержденных 01.01.2010 г. Еврокодах, гармонизированных в соответствии с Директивой 89/106 EEC. Информация о введенных в действие ТИПА размещена на офи­ циальном сайте РУП «Стройтехнорм» www.stn.by в разделе «Стан­ дартизация». Выход на этот сайт осуществляется с официального сайта Минстройархитектуры www.mas.by — раздел «Нормативно­ правовые акты». По данным Минстройархитектуры РБ (см. письмо [6]) утвер­ жденные и введенные в действие в Республике Беларусь ев­ ропейские стандарты не отменяют действия национальных ТИПА, развивающих положения Норм бывшего СССР. Их допускается применять для проектирования и строительства наряду с Евро­ кодами на территории РБ (см. рис.1). Это дает возможность взаим­ ного сотрудничества между странами СНЕ, включая экспорт бело­ русской строительной продукции и услуг в эти страны, а также воз­ можность привлечения инвесторов из этих государств в Республику Беларусь. В то же время, принятые в Республике Беларусь ТКП EN и СТБ EN позволяют расширять экспорт строительной продукции и услуг в страны Восточной и Ц,ентральной Европы, а также снять техниче­ ские барьеры при реализации зарубежных инвестиционных проек­ тов на территории страны. Согласно [6], решение о применении при проектировании тех или других норм (ТКП, ТКП EN) принимается заказчиком и проектной организацией с указанием этого условия в контракте (договоре) на проектные работы, задании на проектирование. Структура, содержание национальных ТИПА по проектиро­ ванию оснований и фундаментов В настоящее время основным документом в комплексе нацио­ нальных ТИПА (см. рис. 1) по проектированию оснований и фундаментов является технический кодекс установившейся прак­ тики ТКП 45-5.01-254 [4] (далее - ТКП 254) разработанный в рамках программы технического нормирования и стандартизации Министерства архитектуры и строительства Республики Беларусь. Настоящий технический кодекс введен с отменой СПБ 5.01.01-99 «Основания и фундаменты зданий и сооружений», но не отменяет пособия к СПБ 5.01.01 и другие технические документы, имеющие 352 статус нормативных актов, принятых до введения настоящего тех­ нического кодекса в действие. При этом требования ТКП 254 явля­ ются приоритетными по отношению к ним. Приведение указанных документов в соответствие с ТКП 254 будет осуществляется при их пересмотре в установленном порядке. Кроме ТКП 254 к основному комплексу нормативно-правовых актов, требуемых для геотехниче­ ского проектирования в РБ, относятся следующие основные доку­ менты (руководители разработок: М.И. Никитенко, В.Е. Сеськов; В.Н. Кравцов и др.). TP2009/013/BY Здания и сооружения, строительные материалы и изделия. Безопасность; ТКП 45-5.01-256-2012 Основания и фундаменты зданий и сооружений. Забивные сваи. Правила проектирования и устройства; ТКП 45-1.03-40-2006 Безопасность труда в строительстве. Об­ щие требования; ТКП 45-5.01-67-2007 Фундаменты плитные. Правила проектиро­ вания; ТКП 45-3.02-108-2008 Высотные здания. Строительные нормы проектирования; СПБ 1.02.01-96 Инженерные изыскания для строительства СПБ 2.04.02-2000 Строительная климатология; СПБ 5.03.01-02 Бетонные и железобетонные конструкции СНиП 2.01.07-85 Нагрузки и воздействия СНиП 2.01.09-91 Здания и сооружения на подрабатываемых тер­ риториях и просадочных грунтах П2-2000 к СПБ 5.01.01-99 Проектирование и устройство основа­ ний из насыпных, малопрочных и слабых грунтов, уплотненных вибродинамическим методом; П5-200 к СПБ 5.01.01-99 П5-2000 к СПБ 5.01.01-99 Проектиро­ вание и устройство оснований из насыпных, малопрочных и слабых грунтов, уплотненных вибродинамическим методом; П6-2000 к СПБ 5.01.01-99 Проектирование и устройство техно­ генных геомассивов из песчано-гравийных и щебеночных свай; П7-2000 к СПБ 5.01.01-99 Проектирование и устройство фунда­ ментов машин с динамическими нагрузками; П8-2000 к СПБ 5.01.01-99 Проектирование и устройство защиты подземных сооружений от грунтовых вод; 353 П9-2000 к СНБ 5.01.01-99 Проектирование оснований и фундаментов в пучинистых при промерзании грунтах; П13-01 к СНБ 5.01.01-99 Проектирование и устройство буро­ набивных свай; П14-01 к СНБ 5.01.01-99 Проектирование и устройство свайных и траншейных стен; П16-03 к СНБ 5.01.01-99 Земляные сооружения. Основания фун­ даментов. Производство работ; П18-04 к СНБ 5.01.01-99 Проектирование и устройство буроинъ­ екционных анкеров и свай; П19-04 к СНБ 5.01.01-99 Проектирование и устройство фунда­ ментов из свай набивных с уплотненным основанием и др. Приведенные выше документы разработаны в развитие положе­ ний отмененного СНБ 5.01.01 впервые и будут действовать до их пересмотра. Прямых аналогов нет. Они составлены на основе про­ веденных за последние 10 лет исследований новых конструкций фундаментов (плитных, щелевых, мелкозаглубленных набивных свай в пробитых сквуажинах, геомассивов, технологий их устрой­ ства, включая особые условия строительства и др.). В национальных ТИПА использованы современные методы про­ ектирования и устройства различных фундаментов, обеспечиваю­ щие за счет применения ресурсосберегающих конструкций и методов проектирования, экономию стоимости не менее 5 % на м^ железобетона и снижение трудоемкости работ не менее 15 % по сравнению с методами проектирования в [1] и [2]. Социальная общественная цель разработанных ТИПА: защита интересов государства и потребителей в вопросах качества, надеж­ ности, долговечности продукции и обеспечение экологической и технической целесообразности, рационального использования ресурсов и природопользования. Документы гармонизованы с новой нормативной базой республики и стран дальнего и ближнего зарубежья. В ТКП 254 /4/, в частности, по сравнению с СНБ 5.01.01 и другими аналогичными нормативными документами, включены материалы, в которых уточнены основные принципы проектирова­ ния плитных, свайных и специальных фундаментов, в т.ч заглуб­ ленных сооружений, подпорных стен, а так же даны регламентиру­ ющие особенности проектирования оснований и фундаментов со­ 354 оружений при их реконструкции и усилении. Уточнен также метод расчета осадок плитных фундаментов с условным ограничение глу­ бины сжимаемой толщи от дополнительного, а не полного давления под подошвой фундамента. Сжимаемая толща ограничена глуби­ ной, где дополнительное давление составляет до 50% от природного (бытового) давления и учитывается дополнительная осадка, возни­ кающая вследствие разуплотнения грунта при отрывке котлована, уточнены переходные коэффициенты (Q, надежности (у) и ряд дру­ гих расчетных положений, обеспечивающих повышения качества и надежности строительства до 10-15%. В ТКП 254 включены также такие актуальные вопросы как мо­ ниторинг при устройстве оснований и фундаментов и экологические требования, учитываемые при проектировании и устройстве оснований и фундаментов, введены понятия по кате­ гориям сложности оснований фундаментов, классам геотехническо­ го риска строительства, дана классификация уровней ответственно­ сти зданий и сооружений, исходя из надежности, риска для жизни, экономического и социального ущерба, учитываемых при геотех­ ническом проектировании, ряд других положений по эффективному проектированию оснований и фундаментов. Документ составлен с учетом зарубежного опыта, современного уровня механовооруженности и возможностей строительных орга­ низаций РБ, отвечает всем требованиям экологии и уровню дей­ ствующих в Беларуси технических регламентов, а также современ­ ному уровню проектирования, гармонизирован с новыми нацио­ нальными и зарубежными комплексами нормативно технической документации в строительстве. Структура, цели и область применения Еврокодов (ТКП EN) В 1975 году Комиссия европейских сообществ СЕС, руководству­ ясь статьей 95 Римского договора, приняла решение о разработке про­ граммы действий в области строительства. Целью программы было устранение техническггх преград в торговле и гармонизация техниче­ ских требований в европейском союзе и установления системы общих техггических правил для проектирования зданий и инженерных соору­ жений, которые должггы заменить различные правила разных стран - членов Сообщества. Однако, опыт внедрения Еврокодов вЕермании, Великобритании, Австрии, Польше, Латвии и др. странах в части их 355 гармонизации с национальными нормативными требованиями в сфере архитектурной и строительной деятельности показывает, что каждое государство - член Европейского Союза до настоящего времени имеет независимую систему нормирования в этой области, гармонизирован­ ную с общеевропейскими подходами пока только в отдельных направ­ лениях Через 15 лет Комиссия с помощью Руководящего комитета, со­ стоящего из представителей государств - членов Сообщества, под­ готовила и опубликовала в 1980 г., первое поколение Еврокодов. В 1989 году комиссия СЕС передала Европейскому комитету по стандартизации (CEN) подготовку и публикацию Еврокодов, обеспе­ чив тем самым им статус стандартов Европейского сообщества (EN). Программа Строительных Еврокодов включает следующие стан­ дарты: EN 1990, Еврокод 0: Основы строительного проектирования; EN 1991, Евро код 1: Воздействия на конструкции; EN 1992, Еврокод 2: Проектирование бетонных и железобетон­ ных конструкций; EN 1993, Евро код 3: Проектирование стальных конструкций; EN 1994, Еврокод 4: Проектирование сталежелезобетонных кон­ струкций; EN 1995, Евро код 5: Проектирование деревянных конструкций; EN 1996, Евро код 6: Проектирование каменных конструкций; EN 1997, Евро код 7: Ееотехническое проектирование; EN 1998, Еврокод 8: Проектирование сейсмостойких конструкций; EN 1999, Еврокод 9: Проектирование алюминиевых конструкций. В Еврокодах приводятся параметры, определяемые на нацио­ нальном уровне, что позволяет учитывать географические, геологи­ ческие и климатические условия, а также степень безопасности, приемлемую для конкретной страны-участницы. Для каждого пара­ метра, определяемого на национальном уровне в Еврокодах приво­ дятся рекомендованные значения (значения по умолчанию). При этом, страны-участницы могут устанавливать собственные значения параметров, определяемых на национальном уровне, если они обу­ словлены необходимостью гарантии безопасности при проектиро­ вании и выполнении работ по строительству зданий и сооружений в пределах данной страны. Уточненные значения параметров ука­ зываются в Национальном приложении. 356 Страны-участницы ЕС и ЕАСТ определяют Еврокоды как реко­ мендательные документы для обеспечения единства требований в области гражданского строительства. Директива ЕС 89/106/ЕЕС о выработке типовых договоров на проведение инженерно­ строительных работ согласуется с европейскими соглашениями о технических условиях (стандарты EN и ЕТА) сдачи строительных объектов и продукции. Таким образом, Еврокоды в качестве согласованной системы с едиными правилами обеспечивают свободу предоставления услуг в сфере гражданского проектирования. В декабре 2003 г. Еврокоды были официально рекомендованы Европейской Комиссией для строительного проектирования, расче­ та прочности и устойчивости несущих конструкций. Странам- участницам ЕС было рекомендовано подготовить инструкции по применению Еврокодов, в частности в рамках высшего образова­ ния, курсов переподготовки и повышения квалификации инженер­ но-технического состава. В структуре Еврокодов - Еврокод 7 «Ееотехническое проектиро­ вание», который наряду с Еврокодами 0; 1 и 8 - является основопо­ лагающим при проектировании оснований и фундаментов всех ти­ пов сооружений, независимо от их материалов. По аналогии с описанной европейской практикой, но в более сжатые сроки, указанная работа по гармонизации европейских и национальных норм была проведен в Республике Беларусь (см. выше). Комментарии по вопросу применения Еврокода 7 Еврокод 7, принятый (введенный) в действие в РБ (ТКП EN [7, 8]) является версией перевода с английского немецких норм DIN EN 1997 - 1:2005-10 и предназначен для проектирования оснований и фундаментов всех типов сооружений, в т.ч. подпорных конструк­ ций. Он позволяет делать расчеты геотехнических воздействий на сооружение, а также устойчивости грунта, подверженного воздей­ ствию от сооружения. В документе имеются все предписания (тре­ бования) и правила для выполнения геотехнической части строи­ тельного проекта. Еврокод 7 состоит из двух частей: ТКП EN 1997-1 «Ееотехниче­ ское проектирование. Часть 1. Основные правила» [7]; EN 1997-2 357 «Геотехническое проектирование. Часть 2. Исследования и испы­ тания грунтов» [8]. В настоящей статье рассматривается только часть 1. Ее следует применять совместно с EN 1990 «Еврокод 0: Основы строительного проектирования» (CEN, 2002) [9]. Часть 1 Еврокода 7 «Основные правила» является общим доку­ ментом, излагающим только принципы геотехнического проектиро­ вания в рамках метода расчета по предельным состояниям (ESD). В частности в нем дается общий расчет геотехнических воздей­ ствий массива грунта на структурные элементы сооружения в виде: опор, фундаментов, свай, подземных частей зданий и др., а также деформаций и напряжений, возникающих в грунте от внешних воз­ действий. Отдельные детальные сведения проектирования или рас­ четные схемы и принципы (точные формулы, графики и др.) приво­ дятся в «информтивных» (рекомендуемых) приложениях и одном нормативном (обязательном) приложении А, где указаны «парци­ альные» (частные) множители и корреляционные коэффициенты для критических предельных состояний по прочности и реко­ мендованные значения». В Еврокоде 7 изложены принципы определения геотехнических воздействий (Р), воздействий от сооружения (G и Q), «реакции» грунта (R), деформации грунта и его прочность (Ri) в соответствии с его «реакциями» (Е), под которыми понимают силы со стороны грунта, уравновешивающие воздействия сооружения (G и Q), и геотехнические воздействия (Р) на сооружение (рис.2). Значения устойчивости грунта соответствуют предельным значениям его «реакций» в проверяемых предельных состояниях по прочности (UES), то есть должно соблюдаться условие Е < R. Для этого должны быть предварительно определены нагрузки на элементы сооружений и их смещения при контакте с грунтом Проверку предельных состояний по прочности (UES), устанав­ ливаемых частью 1 Еврокода 7 следует производить в соответствии с Еврокодом о «Основы строительного проектирования» [9]. Проверяется не превышение следующих предельных состояний: • EQU — нарушение равновесного состояния сооружения или грунта, при котором прочность их материалов является несуще­ ственной для обеспечения устойчивости; • STR — внутреннее повреждение или чрезмерная деформация сооружения или его структурных элементов (опор, свай, стен под­ 358 валов и Т . Д . ) , при которых прочность материалов сооружения яв­ ляется значительной для обеспечения устойчивости; • GEO — разрушение или чрезмерная деформация грунта, при которых прочность дисперсного или скального грунта является зна­ чительной для обеспечения устойчивости; • UPL — нарушение равновесного состояния сооружения или грунта из-за «напорного» давлением воды (всплытия) или других вертикальных воздействий; • HYD — гидравлическое вспучивание, внутренняя эрозия и суффозия в грунте, вызванные гидравлическими градиентами. N d = 1 .5 0 k G d = 1 .3 5 G k i q-Yглинистые глинистыи Рис. 1. Пределы размеров частиц грунтов в разных системах зарубежных классификаций Классификации неоднородных грунтов основаны на распределе­ нии частиц по размеру, известные также как текстурные классифи­ кации. Наиболее известна их них треугольная международная клас­ сификация грунтов Министерства сельского хозяйства США (USDА), показанная на рис. 2. Она основана на процентном соот­ ношении частиц песка, пыли и глины в составе грунта. 365 Таблица 3 Классификация частиц грунтов по размерам Название классификаций Размер частиц (мм) Круп- нооб- ломоч- ные Песчаные Пылева­тые Глини­ стые Классификация Масса­ чусетского технологиче­ ского института(MIT) >2 2 - 0,06 0,06-0,002 < 0,002 Международная класси­ фикация грунтов Министерства сельского хозяйства США (USDА) >2 2 - 0,05 0,05-0,002 < 0,002 Система классификации грунтов Американской ассоциации государ­ ственных автомобиль­ ных дорог и транспорта (AASHTO) 76,2 - 2 2 - 0,075 0,075 - 0,002 < 0,002 Единая система класси­ фикации грунтов (и8С8);(Американская военная корпорация ин­ женеров и Американского обгце- ства по испытаниям и материалам) 76,2- 4,75 4,75- 0,075 мелкозернистые грунты (т.е. пылеватые и глинистые) < 0,075 Данная классификация разработана для сельскохозяйственных целей и необходимо понимать, что эта система отличается от тех, которые используются в геотехнике. Также необходимо обратить внимание, что приведенные в данной классификации подразделения не соответствуют тем, которые определены в других системах, и поэтому глины и пыли в данной классификации отличаются раз­ мером частиц, не соответствуя пределам Аттерберга. 366 Для применения данной классификации необходимо найти об­ щий вес песка, пыли и глины и определить удельный вес каждой составляющей в процентах от общего веса. Затем, используя тре­ угольник (рис. 2), осуществить классификацию грунтов. Процент содержания песка Рис. 2. Классификация грунтов Министерства сельского хозяйства США (USDA) Система классификации USDA предполагает, что грунт не со­ держит частиц размером более 2,0 мм. Однако, если грунт все же содержит частицы более 2,0 мм, то требуется определенная коррек­ ция, чтобы подвести процент песка, пыли и глины до 100 %. Например, если исследуемый грунт содержит 20 % частиц размером более 2 мм, фактическая сумма процентов песка, пыли и глины со­ ставит 80. Если же образец грунта содержит 16 % песка, 24 % пыли и 40 % глины, то исправленные проценты получаются умножением каждого показателя на коэффициент 100/80. В результате получим 20, 30 и 50 %. Далее этот грунт классифицируют на основе скоррек­ тированных процентов. Система классификации грунтов Американской ассоциа­ ции государственных автомобильных дорог и транспорта (AASHTO) Одна из первых систем классификации грунтов была создана Карлом Терцаги (Tarzaghi) и Авардом Хогентоглером (Hogentogler) в 1928 году и была предназначена специально для дорожного стро­ ительства. В настоящее время она известна как система классифи­ 367 кации грунтов Американской ассоциации государственных автомо­ бильных дорог и транспорта (AASHTO). Данная система использует гранулометрический состав и классифицирует грунты по пределу Аттерберга, чтобы назначить классификационную группу и группу индексов для грунта. Такие группы варьируют от А-1 ("хорошие грунты") до А-8 ("плохие грунты"). Группы со значением индекса около О указывают на "хо­ роший грунт", в то время как значения 20 и более свидетельствуют об очень слабых грунтах. Тем не менее, грунт может быть "хоро­ шим" для использования в дорожном строительстве, но при этом быть "очень слабым" для других целей, и наоборот. Сама система рассматривает только ту часть грунтов, которые прошли через 3-дюймовое сито. Если какие-либо частицы не про­ ходят через это сито, то их процентное содержание должно быть записано и отмечено в соответствии с классификацией. При работе с данной системой необходимо использовать табл. 4 для определения классификационной группы. Начинать необходимо с левой стороны от А-1-а и проверять каждый из приведенных критериев. Если все действия выполнены, то опре­ деляется классификационная группа. Когда какой-либо критерий не удовлетворяется, то необходимо сделать шаг вправо и повторять процесс до тех пор, пока все критерии не будут удо­ влетворены. Не следует начинать расчет с середины таблицы или графика. Далее необходимо вычислить индекс классификационной группы с помощью уравнения: (F-35) [0.2+0.005(wE - 40)] + 0.01(F-15)(IP - 10) ф (1) где F - содержание мелких частиц (выраженное в процентах); Wl - предел текучести; 1р - число пластичности. При оценке индекса группы для грунтов А-2-6 или А-2-7 исполь­ зуется только второе слагаемое в уравнении (1). Для всех грунтов необходимо выражать индекс группы в виде целого числа. Полу­ ченный индекс группы меньше нуля указывают как ноль. 368 Таблица 4 Система классификация грунтов AASHTO Система классификации грунтов Американской ассоциации государственных автомобильных дорог и транспорта (AASHTO М 145 или ASTM D3282) Общая классифика­ ция Крупные частицы (35% или меньше про­ шедшие 0,075 мм через сито) Пылевато-глинистые частицы (>35% про­ шедшие 0,075 мм через сито) 03s 2 SИ 03о у Й S hQ яm 2 Оно Группа класспфпка- цпп А-1 А-З А-2 А-4 А-5 А-6 А-7 А-8 А-1-а А-1-b А-2-4 А-2-5 А-2-6 A-2-7 А-7-5 А-7-6 Грануломет­ рические ис­ пытания, % прошедших через сито 2.00 mm (№ 10) 50 max 0.425 (№ 40) 30 max 50 max 51 max 0.075 (№ 200) 15 max 25 max 10 max 35 max 35 max 35 max 35 max 36 min 36 min 36 min 36 min Характери­ стики фракции прошедшие 0,425 мм (№ 40) Границы те­ кучести 40 max 41 min 40 max 41 min 40 max 41 min 40 max 41 min Число пла­ стичности 6 max N.P. 10 max 10 max 11 min 11 mi n 10 max 10 max 11 min 11 min Обычные типы со зна­ чительным составляющим грунтом Каменные фрагменты, гравий и песок Мел­ кие пески Пылеватый или глини­ стый гравий и песок Пылеватые грунты Глинистые грунты Торф В конце, выражают классификацию грунтов по AASHTO как группу классификации (А-1 по А-8), а затем приводится индекс группы в скобках. Например, грунт с группой классификации А-4 и индексом группы 20 будет представлен как А-4 (20). 369 Рис. 3. Диапазон пределов текучесш и пластичности для грунтов в группах А-2, А-4, А-5, А-6 и А-7 в AASHTO М 145 (или ASTM D 3282) Первое слагаемое в уравнении (1) представляет собой частный индекс группы, определенный по пределу текучести. Второе слагаемое представляет частный индекс группы, определяемый по показателю пластичности. Ниже приведены некоторые правила для определения индекса группы: • Если уравнение (1) дает отрицательное значение для GI, то он принимается равным нулю. • Индекс группы, рассчитанный по формуле (1), округляется до ближайшего целого числа, например, GI = 3,4 округляется до 3; GI = = 3,5 округляется до 4. • Не существует верхнего предела для индекса групп. • Индекс группы грунтов, относящихся к группам А-1-а, А-1-6, А-2-4, А-2-5 и А-3, всегда будет равен нулю. • Если для грунтов, относящихся к группам А-2-6 и А-2-7, вычисляется частный индекс группы PI, то необходимо использовать формулу GI = 0,01 (F-15) (PI-10) (2) 370 Единая система классификации грунтов (USCS или ASTM D- 2487) Артур Касагранде разработал новую систему классификацию грунтов для армии США во время Второй мировой войны (Ка­ сагранде, 1948). С тех пор она была обновлена и сейчас закреплена в стандарте ASTM D 2487 как единая система классификации грун­ тов (USCS). В отличие от системы AASHTO, USCS не ограничива­ ется каким-либо конкретным видом проекта, Эта система примени­ ма для разных целей, благодаря чему стала наиболее распростра­ ненной среди геотехнических инженеров. Для классификации крупнообломочных и песчаных грунтов по стандартам ASTM D 2487 определяют содержания фракций по граничным размерам ча­ стиц: 300, 76.2, 19, 4.75, 0.425 и 0.075 мм. В своем первоначальном виде классификация состояла только из двух или четырех групп буквенных символов. Затем система была улучшена путем добавления нескольких названий для каждой груп­ пы символа. Например, типичная классификация USCS будет: SM - пылеватый песок с гравием, где "SM" является символом группы, а "пылеватый песок с гравием" является названием группы. Положение типа грунтов в названии группы указывает, что это относительное значение, а именно: Существительное - первичный компонент Прилагательное - вторичный компонент (или дополнительное объяснение основного компонента) "с ...." - третичный компонент. Например, в глинистых песках с гравием имеется песок как наиболее важный компонент, глина как вторичный, и гравий, как третий по значимости. Если присутствует незначительное количе­ ство какого-то типа грунта, то он не включается в название группы. Например, глинистый песок похож на описанный грунт, за исклю­ чением того, что содержит меньше 15% гравия. В единой системе используются следующие символы для иден­ тификации: Обозначение G S М С Описание п &ссж п ы л ь г л й ік і О прганичйски» пыли и ГИННЫ Рт торф яьгсокян нмакяя іілыс:тйчнсн;іь ііпысгйчюцт Vr Р ццлиролный неодиороннык 371 Для использования единой системы классификации грунтов сле­ дует соблюдать такую последовательность действий: 1.Определить, относится ли грунт к сильно органическому или нет. Если да, то этот грунт имеет следующие характеристики: - состоит в основном из органического материала; - имеет темно-коричневый, темно-серый или черный цвет; - имеет органический запах, особенно во влажном состоянии; - имеет мягкую консистенцию. Кроме того, волокнистый материал (остатки дерева, листьев, корней и т.д.) часто бывают очевидны в грунте. Если грунт не имеет таких характеристик, то необходимо перей­ ти к шагу 2. Однако, если вышеперечисленные характеристики имеются, то грунт необходимо классифицировать следующим образом: - Обозначение группы Pt; - Название группы: Торф. 2. Провести испытание с помощью сита для определения распре­ деления частиц в грунте. Для неофициальной классификации рас­ пределение размеров частиц может осуществляться на основе визу­ ального осмотра. 3. На основании распределения частиц по размерам необходимо определить процент совокупности пропускания через сито частиц диаметром 3 дюйма, сита №4 и №200, а затем рассчитать проценты по весу гравия, песка и мелких частиц, используя определения в табл. L 4. Если 100% грунта проходит через сито диаметром 3-дюйма, то необходимо перейти к шагу 5, а если нет, то основываться на клас­ сификации той части грунта, которая проходит через это сито. 5. Если 5% или более грунта проходит через сито №200, необхо­ димо провести испытания по Аттербергу, чтобы определить преде­ лы текучести и пластичности. 6. Если грунт мелкозернистый (т.е.> 50% проходит через сито № 200), необходимо следовать в направлении для мелкозернистых грунтов. Если грунт крупнозернистый (т.е. <50% проходит через сито № 200), необходимо следовать указаниям для классификации крупнозернистых грунтов (рис. 4 и 5). 372 Plot below Plot below СН. МН.огОН CL. ML. or OL ----- - ----1 1----- — 1------ ^ ^ — 1— CH - ў У CL 0H#KlMH CL-ML X ‘ 1 ' i _ J ___ _^__ I - 1 ■ 1 (% < ^. 4 sieve) >50*6 7 | |Ye$ | no Sandy soils SW, SP. SM SC Gravelly soeve1< 9167 I Yes С, > 4 for gr»e(s? Сц >6 for sands' !1»^ |Yb GW or SM fto Below A'Irne 0rPI<4? 1^ j^No GM Borderlme dual symbols AbcweAiine andPI>7? Bordenlne dual symboH Рис. 4. Алгоритм классификации грунтов по единой системе классификации грунтов (USCS) Отнесение грунтов к органическим или неорганическим произ­ водится по содержанию в них органического вещества, определяе­ мого при сжигании. При содержании органического вещества < 5 % грунт относится к минеральным (inorganic soil) и классифицируется как СН, CL, МП или ML. При содержании органического вещества > 5 %, грунт относится к органо-минеральным (organic soil) и классифицируется как ОН или OL. При содержании органического вещества > 50 % проводится до­ полнительный ситовой анализ (сито 2 мм) и определяется количе­ ство неразложившейся органики (не прошедшей через сито). При содержании неразложившейся органики > 50 % грунт относится к торфам (Pt), а при содержании неразложившеся органики < 50 % - к заторфованным грунтам. Сравнивая самую распространенную систему классификации грунтов (USCS) (ASTM D 2487) с предусмотренной СТБ 943-93 (ГОСТ 25100), можно сопоставить размеры гранулометрических фракций (табл. 5). 373 о 10 20 30 40 50 60 70 so 90 lOO Влажность на границе текучести, WL Рис. 5. График пластичности грунтов (Plasticity Chart) по ASTM D2487: Условные обозначения: СН - fat clay, CL - lean clay, ML - silt, MH - elastic silt, CL-ML - silty clay, OH - organic clay with high plasticity, OL - organic clay with low plasticity. Линия A отделяет пьшь от глины Сравнение наименования грунтов по размеру частиц по двум си­ стемам приведены в табл. 6. В табл. 7 приведено сравнение наиме­ нований грунтов по содержанию глинистых частиц. В настоящее время нет не только общепринятой научным сообще­ ством классификации грунтов, но и отсутствуют единые номенклатур­ ные построения и методические подходы. Это приводит к тому, что даже при экспериментальном подходе к систематике грунтов исследо­ ватели применяют различные методы и критерии для группировки грунтов. При этом в классификациях, отличающихся между собой по принципиальным вопросам, часто используются одни и те же назва­ ния, что создает дополнительные трудности. 374 Таблица 5 Сопоставление размеров гранулометрических фракций, определяемых по стандартам ГОСТ 25100 и ASTM D 2487 КРУПНООБЛОМОЧНЫЕ ГРУНТЫ p33uq) частиц. Ć30 J ljO 300 200 [00 76J Ć3 60 40 20 19 10 6J 4 гост Валутаі. глыбы Галька, щебень Гравяй, дресва ІфШШЁ 1ІЁ!іЛ ШІ(ІЙ CfPfAUIE A S r n Grt vel bouJders LODDJeS coarse fine ПЕСКИ 4,75 2 [>,63 0,5 0,425 0,25 0,2 0,1 0,0"5 0,063 0,05 0,02 0,063 0,005 0,00: ГОСТ ASTM day Таблица 6 Наименование грунтов по размеру частиц ASTM D 2487 СТБ 943-93 (ГОСТ 25100) Наименование грунта Размер частиц, мм Наименование грунта Coarse Gravel >6 10-2 Сравий Fine Gravel 6 - 2 Coarse Sand 2-0 ,2 2-0 ,5 Песок крупный 0,5 - 0,25 Песок средний Fine Sand 0,2 - 0,02 0,25-0,1 Песок мелкий 0,1-0,05 Песок тонкий Silt 0,02 - 0,002 0,05 - 0,005 Пылеватые Clay < 0,002 < 0,005 F линистые 375 Сравнение наименование грунта по содержание глинистых частиц Таблица 7 A S T M D 2487 С Т Б 943-93 Наименование грунта Содержание глинистых ча­ стиц, % Наимен. грунта Sands sand < 10 and commonly < 5 <3% Песок Loamy sand 5-10 3-10 Супесь Clayey sand 5-10 3-10 Sandy Loams Sandy loam 10-15 10-30 Сугли­ нокFine sandy loam 10-20 Light sandy clay loam 15-20 Loams Loam about 25 Loam, fine sandy about 25 Silt loam about 25 with > 25% silt Sandy clay loam 20-30 Clay loams Clay loam 30-35 >30 Слипа Silty clay loam 30-35, with >25% silt Fine sandy clay loam 30-35 Light Clay Sandy clay 35-40 Silty clay 35-40, with >25% silt Light clay 35-40 Light medium clay 40-45 Medi- um- heavy clays Medium clay 45-55 Heavy clay >50 Поэтому в международном сотрудничестве возникает необходи­ мость предусмотреть определение гранулометрического состава грунтов двумя методами - белорусским и международным, - с соответствующими пояснениями. 376 Литература 1. ГОСТ 25100 - 2011. грунты . Классификация. . 2. СТБ 943-93. Грунты, Классификация. Стандарт Респуб­ лики Беларусь - 1993. 3. Ухов, С.Б. Механика грунтов, основания и фундаменты / С.Б. Ухов. - М., 1994. 4. Das, В. М. Principles of geotechnical engineering. - 5* edition. -2006 5. ASTM D 2487. Standard Practice for Classification of Soils for Engineering Purposes. - 2001. 377 БЕ ЛОР У ССКИМ НАЦИОНАЛЬ НЫМ Т Е ХНИЧЕСКИМ У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ ГЕОТЕХНИКА БЕЛАРУСИ: НАУКА И ПРАКТИКА (г. Минск, БИТУ — 23-25.10.2013) УДК 624.15 НОРМАТИВНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ КОНТРОЛЯ КАЧЕСТВА ПРИ УСТРОЙСТВЕ ОСНОВАНИЙ И ФУНДАМЕНТОВ Родкевич Г.С. Межотраслевой институт повышения квалификации и переподготовки кадров по менеджменту и развитию персонала БИТУ, г. Минск, Беларусь В статье приведена систематизированная информация по норма­ тивно-техническому обеспечению контроля качества при устрой­ стве оснований и фундаментов для подтверждения соответствия существенным требованиям безопасности технического регламента Республики Беларусь. The article gives organized information about regulatory and engi­ neering provisions on quality control of subfoundation works to confirm their compliance with the relevant requirements for security of Technical regulations on safety requirements of Belarus. Необходимость и целесообразность разработки стандартов по контролю качества обусловлены повышением требований к надеж­ ности и долговечности строительных конструкций, разработкой и внедрением систем качества в строительстве и введением обяза­ тельных для соблюдения требований связанных с безопасностью техническим регламентом Республики Беларусь ТР 2009/013/BY [1]. В перечень строительных материалов и изделий, работ в строи­ тельстве, подлежащих подтверждению соответствия существенным 378 требованиям безопасности технического регламента Республики Беларусь ТР 2009/013/BY [1] в форме декларирования соответствия включены: конструкции бетонные и железобетонные фундаментов (п.50), оголовки свай железобетонные (п.60) и сваи железобетонные (п.99), в форме обязательной сертификации - работы по устройству оснований, фундаментов зданий и сооружений (п. 198). Следует от­ метить, что перечень может быть дополнен изделиями железобе­ тонными подпорных стен. В 2009-2013 г.г. разработаны и введены в действие стандарты по контролю качества работ: • СТБ 1164.1-2009 [2] по устройству фундаментов на осно­ ваниях из естественных грунтов, включающий: - устройство котлованов; - устройство фундаментов; • СТБ 1164.2-2009 [3] по устройству искусственных оснований из насыпных и намывных грунтов, включающий: - устройство оснований из насыпных грунтов; - разработку карьера при устройстве оснований из намыв­ ных грунтов; - устройство оснований из намывных грунтов; • СТБ 1164.3-2009 [4] по устройству свайных фундаментов, включающий: - фундаменты из забивных свай; - фундаменты из буронабивных свай; - фундаменты из свай набивных с уплотненным основанием; • - СТБ 1164.4-2009 [5] по буроинъекционным анкерам и сваям, включающий: - устройство буровых скважин; - устройство буроинъекционных анкеров и свай; • СТБ 1164.5-2010 [6] по подпорным стенам и креплению котлованов, включающий: - устройство траншей под стены в грунте; - устройство сборных подпорных стен и наружных стен под­ валов; 379 - устройство монолитных подпорных стен и наружных стен подвалов; - устройство траншейных стен методом «стена в грунте»; • СТБ 2259-2012 [7] по защите подземных сооружений от грунтовых вод, включающий: - устройство окрасочной (лакокрасочной, мастичной) и литой гидроизоляции; - устройство оклеенной гидроизоляции; - устройство штукатурной гидроизоляции; - устройство гидроизоляции из металлических листов и полимерных листовых материалов; - устройство пропиточной гидроизоляции; - устройство инъекционной гидроизоляции; - устройство засыпной (гидрофобной и глиняной) гидро­ изоляции; - устройство дренажей и дренажных систем; • СТБ 2313-2013 [8] по основаниям и сооружениям из армированного грунта, включающий: - устройство оснований из армированного грунта; - сооружения из армированного грунта. Основополагающий стандарт по контролю качества СТБ 1164.0- 2012 [9] утвержден и введен в действие с 1.09.2013 постановлением Госстандарта Республики Беларусь № 79 от 13.12.2012 на основа­ нии разработанных и введенных в действие стандартов по контролю качества работ [3-8]. Систематизированная информация по единому методическому принципу номенклатуры контролируемых показате­ лей для всех видов работ по устройству оснований и фундаментов, позволит специалисту определить и реализовать оптимальную ор­ ганизационно-технологическую схему контроля качества. Типы и виды оснований и фундаментов для номенклатуры пока­ зателей качества приняты в соответствии с ТКП 45-5.01-254-2012 [10], типы, виды и разновидности грунтов - в соответствии с СТБ 943-2007 [11]. ТКП 45-5.01-254-2012 [10] включен в перечень техни­ ческих нормативных правовых актов, в результате применения ко­ торых на обязательной основе обеспечивается соблюдение требова­ ний ТР 2009/013/BY (раздел I, и. 58) [12]. 380 Следует отметить, что стандарты по контролю качества работ [3- 7] включены (раздел II, п.п. І38-І42), а должны и по-видимому бу­ дут включены [1,8.9] в перечень технических нормативных право­ вых актов, в результате применения которых на добровольной ос­ нове обеспечивается соблюдение требований ТР 2009/013/BY [1,12]. Разработанные стандарты позволяют более четко организовать про­ цесс проведения контроля качества работ по единому методическо­ му принципу номенклатуры контролируемых показателей для всех видов работ по устройству оснований и фундаментов. Стандарты, по контролю качества работ на устройство других видов фундамен­ тов могут разрабатываться в дополнение к действующим стандар­ там. Показатели и методы контроля показателей, подлежащие под­ тверждению при оценке соответствия требованиям ТР 2009/013/BY установлены в следующих стандартах включенных в перечень технических нормативных правовых актов, взаимо­ связанных с ТР /0I3/BY [12]: • СТБ 1075-97 (с изм. № I с 01.04.2012) [13] по изделиям свай (п.126); • СТБ 1076-97 (с изм. № 3 с 01.04.2012) [14] по конструкциям бетонным и железобетонным фундаментов (п. 127); • СТБ 1489-2004 (с изм. № I с 01.04.2012) [15] по изделиям ого­ ловков (п. 194); • • СТБ 1866-2009 (с изм. № I с 01.04.2012) [16] по изделиям подпорных стен (пропущен в перечне [12]). Показатели и методы контроля показателей, подлежащие под­ тверждению при оценке соответствия требованиям ТР 2009/013/BY по приведенным стандартам: • прочность (за исключением изделий свай по [13]), трещино- стойкость; • класс бетона по прочности на сжатие; • марка бетона по морозостойкости в [13] (морозостойкость в [14], морозостойкость бетона изделий в [15,16]); • марка бетона по водопроницаемости по изделиям свай и оголовков [13,14]; 381 • удельная эффективная активность естественных радио­ нуклидов ( . . .в бетоне изделий в [15,16]); • фактические отклонения геометрических параметров изделий в [1 5 ,1 6 ] (значения действительных отклонений геометрических параметров от предельных в [13], отклонения геометрических параметров кон­ струкций в [14]); • фактические отклонения защитного СЛОЯ бетона ДО рабочей ар­ матуры в [15,16] (значения действительных отклонений толщины защитно­ го слоя бетона до рабочей арматуры в [13], отклонения по толщине за­ щитного слоя до рабочей арматуры в [14]); Устройство оснований и фундаментов следует осуществлять при наличии актов промежуточной приемки ответственных конструкций пактов освидетельствования скрытых работ с участием авторского надзора при устройстве оснований и фундаментов, составленных для предшествующих выполненных работ в соответствии с СТБ 1164.0- 2012 [1] (приложение А, обязательное), который включает: • акты промежуточной приемки ответственных конструкций и акты освидетельствования скрытых работ при устройстве оснований фундаментов и оснований земляных сооружений; • акты промежуточной приемки ответственных конструкций и освидетельствования скрытых работ при устройстве фундаментов; • акты промежуточной приемки ответственных конструкций и освидетельствования скрытых работ при устройстве защиты под­ земных сооружений от подземных вод. Сертификация работ по устройству оснований и фундаментов и декларирование сборных конструкций фундаментов по при­ веденным стандартам контроля качества позволяет решить вопрос подтверждения соответствия существенным требованиям безопас­ ности технического регламента Республики Беларусь. Литература 1. Технический регламент Республики Беларусь «Здания и сооружения, строительные материалы и изделия. Безопасность» (ТР 2009/013/BY). 2. СТБ 1164.1-2009 Строительство. Устройство фундаментов на основаниях из естественных грунтов. Контроль качества работ. 382 СОДЕРЖАНИЕ Секция 3 Конструкции и технологии устройства фундаментов в сложных инженерно-геологических условиях. Усиление и реконструкция оснований и фундаментов с е й с м о с т о й к о с т ь п а м я т н и к о в а р х и т е к т у р ы НА ОБВОДНЕННЫХ ГРУНТАХ Алексеенко В.Н., Жиленко О.Б...........................................................................3 УДАРНЫЕ ВОЛНЫ В ГРУНТОВЫХ ОТЛОЖЕНИЯХ Баранов Н.Н....................................................................................................... 12 УЧЕТ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТИ ПРИЛОЖЕНИЯ НАГРУЗКИ ПРИ ЧИСЛЕННОМ МОДЕЛИРОВАНИИ РАБОТЫ УСИЛЕННОГО СВАЯМИ ЛЕНТОЧНОГО ФУНДАМЕНТА МЕЛКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ БлащукН.В., Маевская И.В., Балакер С.Ю.....................................................23 К ВОПРОСУ ИССЛЕДОВАНИЯ СВОЙСТВ и ПРИМЕНЕНИЯ ЦЕМЕНТНЫХ РАСТВОРОВ ДЛЯ СТРУЙНОЙ ТЕХНОЛОГИИ ЗАКРЕПЛЕНИЯ ГРУНТОВ Богов С.Б............................................................................................................ 30 СТРУЙНАЯ ТЕХНОЛОГИЯ В ГЕОТЕХНИЧЕСКОЙ ПРАКТИКЕ РЕСПУБЛИКИ БЕЛАРУСЬ Бойко И.Л., Никитенко М.И., Алъ-Хаснави РМ .............................................38 ОПЫТ ВОЗВЕДЕНИЯ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ НА ФУНДАМЕНТАХ В ПРОБИТЫХ СКВАЖИНАХ И НА ОСНОВАНИЯХ, АРМИРОВАННЫХ ГРУНТОЦЕМЕНТНЫМИ ЭЛЕМЕНТАМИ Винников Ю.Л., Ларцева И.И., Харченко М.А., Мирошниченко И.В..........52 ТЕХНОЛОГИЯ РЕКОНСТРУКЦИИ ФУНДАМЕНТНЫХ СИСТЕМ ЗДАНИЙ ПУТЕМ УСТРОЙСТВА ПЛИТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ Бембарский Л.В..................................................................................................60 ФУНДАМЕНТЫ-ОБОЛОЧКИ НА ВЫТРАМБОВАННОМ ОСНОВАНИИ Бончаров Б.В., Бареева Н.Б., Балимнурова О.В., Башлыков А.В................. 70 383 ADVANCEMENT IN PILE FOUNDATION DESIGN IN KAZAKHSTAN CONSTRUCTION SITES AND CONTRIBUTION OF CENTRIFUGE TECHNOLOGY Zhussupbekov Zh., Lukpanov R.E., Utepov Ye.B., Morev 1.0............................79 ТРУНТОЦЕМЕНТНЫЕ СВАИ ЗДАНИЙ ПОД ДОСТУПНОЕ ЖИЛЬЕ Зоценко Н.Л., Павликов А.М., ПетрашА.В., Нестеренко Т.Н.................... 86 КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА ТРУНТОЦЕМЕНТНЫХ ОСНОВАНИЙ И ФУНДАМЕНТОВ Зоценко Н.Л., Иванченко В.Г., Ясько С.Г.......................................................92 ВЕРОЯТНОСТНЫЙ ПОДХОД к ОЦЕНКЕ НАДЕЖНОСТИ ОСНОВАНИЯ РЕКОНСТРУИРУЕМЫХ ЗДАНИЙ Кичаева О.В...................................................................................................... 100 ПУТИ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ КОНСТРУКТИВНО- ТЕХНОЛОТИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ПРОЦЕССА УПЛОТНЕНИЯ ТРУНТОВ ТЯЖЕЛЫМИ ТРАМБОВКАМИ КлебанюкД.Н., Пойта П.С., Шведовский П.В............................................. 109 УПРОЧНЕНИЕ СЛАБОТО ОСНОВАНИЯ СТОЛБАМИ В ДОРОЖНОМ СТРОИТЕЛЬСТВЕ Клосинъски Болеслав, Гаевска Беата,.......................................................... 121 ПРОЕКТИРОВАНИЕ ВЕРТИКАЛЬНО АРМИРОВАННЬК ОСНОВАНИЙ ПЛИТНЫХ ФУНДАМЕНТОВ Кравцов В.Н..................................................................................................... I4I ОСАДКИ ОСНОВАНИЙ ПЛИТНЬК ФУНДАМЕНТОВ ПРИ ДЛИТЕЛЬНОМ ВОЗДЕЙСТВИИ НА НИХ ДИНАМИЧЕСКИХ НАГРУЗОК МАЛОЙ ИНТЕНСИВНОСТИ Кравцов В.П, Лапатин П.В............................................................................ 150 ПРИМЕНЕНИЕ И ИССЛЕДОВАНИЯ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ ВИНТОВЬК СВАЙ В РЕСПУБЛИКЕ БЕЛАРУСЬ Кравцов В.Н., Зайцев М.В., Алъ-Тамими Саиф Сами...................................158 УСИЛЕНИЕ ФУНДАМЕНТОВ СУЩЕСТВУЮЩИХ ЗДАНИЙ ПРИ ПОМОЩИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ СВАЙ, УСТРАИВАЕМЬК В ЗАЩИТНОЙ СРЕДЕ ЦЕМЕНТНОГО РАСТВОРА Кремнев А.П..................................................................................................... 166 ПРАКТИКА ЗАКРЕПЛЕНИЯ ГРУНТОВ ПО СТРУЙНО-СМЕСИТЕЛЬНОЙ ТЕХНОЛОГИИ Крысан В.И., Крысан В.В................................................................................ I7I 384 ОПРЕДЕЛЕНИЕ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ СВАИ С ПОМОЩЬЮ СТАТИЧЕСКИХ И ДИНАМИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ Мете М., Мусатова Е..................................................................................... 178 УКРЕПЛЕНИЕ СЛАБЫХ ГРУНТОВ В ОСНОВАНИИ НАСЫПИ АВТОДОРОГИ ПРИ ПОМОЩИ СТРУЙНОЙ ЦЕМЕНТАЦИИ Малинин А.Г., Гладков И.Л., Жемчугов А Л ............................................... 195 О КАРСТООПАСНОСТИ И ПРОТИВОКАРСТОВОЙЗАЩИТЕ ОСНОВАНИЙ И ФУНДАМЕНТОВ Мулюков Э.И., Урманшина Н.Э., Галимнурова О.В....................................201 ОПЫТ УСИЛЕНИЯ ФУНДАМЕНТОВ ПРИ МОДЕРНИЗАЦИИ ЦЕЛЛЮЛОЗНО-БУМАЖНЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ Невзоров А. Л., Никитин А. В., Аксенов С. Е., Заручевных А. В., Стрелкова Н.Ю.................................................................210 ОСОБЕННОСТИ УСТРОЙСТВА СВАЙНО-ПЛИТНОГО ФУНДАМЕНТА ПРИ ВОЗВЕДЕНИИ ПРАВОСЛАВНОГО ХРАМА АРХИСТРАТИГА БОЖЬЕГО МИХАИЛА, Г. МИНСК НестеренокА.С., Таненя Г.Н., Никитенко М.Н., Серное В.А................... 218 ПРОГНОЗ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ ВИБРОНАБИВНЫХ СВАЙ ПРИ ДИНАМИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЯХ Никитенко М.Н., Моради С.Б........................................................................224 КОМПОЗИТНАЯ НЕМЕТАЛЛИЧЕСКАЯ АРМАТУРА ДЛЯ ФУНДАМЕНТОСТРОЕНИЯ НА СОВРЕМЕННОМ ЭТАПЕ Нивенъ К.В........................................................................................................233 ОСОБЕННОСТИ ВЫБОРА ОПТИМАЛЬНОЙ СХЕМЫ РАЗМЕЩЕНИЯ ТОЧЕК УПЛОТНЕНИЯ ГРУНТОВЫХ ОСНОВАНИЙ ТЯЖЕЛЫМИ ТРАМБОВКАМИ Нойта Н.С., КлебанюкД.Н., ЕНведовский В.................................................241 ПОДЪЕМНО-СПУСКОВОЕ УСТРОЙСТВО д л я ДОКОВАНИЯ СУДОВ в СТЕСНЕННЫХ УСЛОВИЯХ АКВАТОРИИ Прокапало Н.Н................................................................................................250 УПЛОТНЕНИЕ НАСЫПНЫХ ГРУНТОВ В СЛОЖНЫХ ИНЖЕНЕРНО-ГЕОЛОГИЧЕСКИХ УСЛОВИЯХ Сеськов В.Е...................................................................................................... 254 ПРОЕКТ СТАБИЛИЗАЦИИ ПОРТАЛА ТОННЕЛЯ Сулёвска Моника.............................................................................................264 385 КОНСТРУКЦИЯ т р а м в а й н о г о п у т и с э ф ф е к т о м г р а б л е й Суходоев В.Н ..................................................................................................276 ДЕФОРМАЦИИ ДВУХСЛОЙНОГО ОСНОВАНИЯ ФУНДАМЕНТОВ ИЗ КОРОТКИХ ЗАБИВНЫХ СВАЙ Суходоев Ю.Ф.................................................................................................291 УСИЛЕНИЕ СЛАББІХ ГРУНТОВ ВЕРТИКАЛБНБШИ АРМИРУЮЩИМИ ЭЛЕМЕНТАМИ ИЗ СУХОЙ БЕТОННОЙ СМЕСИ Тронда Т.В., Саадун Сура...............................................................................297 ПРОФИЛАКТИЧЕСКИЕ МЕРБІ САНИРОВАНИЯ НА ОПОЛЗНЕВОЙ ТЕРРИТОРИИ Турчек Петр, Сулёвска Моника.....................................................................306 О ШАГЕ ЗАХВАТОК ПРИ УГЛУБЛЕНИИ ЛЕНТОЧНБІХ ФУНДАМЕНТОВ РЕКОНСТРУИРУЕМБ1Х ЗДАНИЙ Хритин И.В.......................................................................................................318 ТЕХНОЛОГИИ УСТРОЙСТВА ФУНДАМЕНТОВ ТРАНСПОРТНБ1Х СООРУЖЕНИЙ В УСЛОВИЯХ МОСКВБ1 Шмидт Д.Д...................................................................................................... 326 О ПРИМЕНЕНИИ ГЕОСИНТЕТИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛОВ В СТРОИТЕЛБСТВЕ Штабинский В.В..............................................................................................333 Секция 4 Нормативно-техническое обеспечение проектирования и устройства оснований и фундаментов ПРАВОВБ1Е И НОРМАТИВНБШ АСПЕКТБ1 ИНЖЕНЕРНБ1Х ИЗБ1СКАНИЙ ПРИ УСТРОЙСТВЕ ОСНОВАНИЙ И ФУНДАМЕНТОВ В РЕСПУБЛИКЕ БЕЛАРУСБ Богуш Л.И........................................................................................................ 341 НОРМАТИВНО ПРАВОВОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И ВОЗВЕДЕНИЯ ОСНОВАНИЙ И ФУНДАМЕНТОВ В РЕСПУБЛИКЕ БЕЛАРУСБ С ИСПОЛБЗОВАНИЕМ НАЦИОНАЛБНБ1Х И ЕВРОПЕЙСКИХ НОРМ Кравцов В.Н..................................................................................................... 348 АНАЛИЗ СУЩЕСТВУЮЩИХ МЕЖДУНАРОДНБ1Х СИСТЕМ КЛАССИФИКАЦИИ ГРУНТОВ Моради С.Б...................................................................................................... 362 НОРМАТИВНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ КОНТРОЛЯ КАЧЕСТВА ПРИ УСТРОЙСТВЕ ОСНОВАНИЙ И ФУНДАМЕНТОВ Родкевич Б.С.................................................................................................... 378 Г Е О Т Е Х Н И К А Б Е Л А Р У С И : Н А У К А И П Р А К Т И К А Материалы Международной научно-технической конференции, посвященной 60-летию кафедры оснований, фундаментов и инженерной геологии и 90-летию со дня рождения профессора Юрия Александровича Соболевского (Минск, 23-25 октября 2013 г.) В 2 частях Ч а с ть 2 Н аучное издание Технический редактор О. В. Песенько Подписано в печать 05.09.2013. Формат 60х84*/іб. Бумага офсетная. Ризография. Уел. печ. л. 22,55. Уч.-изд. л. 17,64. Тираж 150. Заказ 843. Издатель и полиграфическое исполнение: Белорусский национальный технический университет. ЛИ № 02330/0494349 от 16.03.2009. Пр. Независимости, 65. 220013, г. Минск.