Применение безударных технологий устройства свай

Применение безударных технологий устройства свай в стесненных условиях на примере строительства выставочного павильона «Экспоцентр» в Москве

Изучение несущей способности и осадок свай, устраиваемых в стесненных условиях городского строительства без применения ударов и вибраций, является весьма актуальной задачей. К таким относятся прежде всего вдавленные, буронабивные, буроинъекционные сваи. Очевидно, что вдавленные сваи имеют ряд неоспоримых преимуществ при стесненном строительстве, обладают свойством оперативного контроля и управления их несущей способностью в процессе погружения. Если по буронабивным сваям имеется обширный фактический материал по несущей способности и осадкам, то по сваям, погруженным статической вдавливающей нагрузкой таких публикаций недостаточно. В данной работе предлагается метод прогноза усилия вдавливания и несущей способности вдавленных свай на примере одного из Московских строительных объектов.

Строительство выставочного павильона №8 велось на территории действующего выставочного комплекса «Экспоцентр» на Краснопресненской набережной в г.Москве в виде вставки между существующими павильонами №№6, 7, практически вплотную к ним.

Несущие каркасы существующих выставочных павильонов №№6,7 выполнены в 70-80-е годы прошлого столетия из металлоконструкций, опирающихся на свайные фундаменты из забивных свай 30х30 см, длиной 6-8 м. Ширина 8-го павильона составляет 36 м, общая его длина - 246м, нагрузки на колонны - от 240 до 280 тс. Дополнительная осадка существующих павильонов от влияния нового строительства не должна превышать 10 мм.

Площадка находится в пойме Москва-реки. Инженерно-геологический разрез весьма неоднороден и характеризуется под большей частью длины 8-го павильона (150м) насыпными водонасыщенными сильносжимаемыми грунтами с расчетным сопротивлением 9КПа толщиной слоя 3.5-8 м, далее - разрушенными известняками толщиной 2-4 м с сопротивлением сжатию 5 МПа, за которыми следуют трещиноватые, водоносные известняки средней прочности с сопротивлением сжатию 10 МПа. Под остальной частью длины 8-го павильона (60м) известняки до глубины 15 м не встречены и здесь, сверху вниз, залегают насыпные грунты толщиной 3-5 м, далее мягкопластичные суглинки и пластичные супеси с модулем деформации 9-10 МПа толщиной слоя 1.5-2м, пески мелкие 3.5 - 4 м с модулем 23 МПа, далее - супеси пластичные до глубины 12-13 м, подстилаемые песками средней крупности, плотными с модулем деформации 40 Мпа.

В соответствии с геологическим разрезом площадки и с целью исключения влияния строительства на существующие здания под большей частью длины 8-го павильона запроектировано 812 шт буронабивных свай-стоек длиной 6.6 - 10.5м, опирающихся на известняки средней прочности, диаметром 0.32м с ожидаемой несущей способностью одной сваи 75 т. Под остальной частью 8-го павильона в виду отсутствия несущего слоя запроектировано 400 шт висячих свай заводского изготовления сечением 30х30 см, длиной 12м каждая, погружаемых безударным методом статического вдавливания с расчетной несущей способностью одной висячей сваи 37тс.

Буронабивные сваи-стойки выполнялись по стандартной технологии бурения и бетонировались под глинистым раствором с зачисткой забоя скважины в известняках от бурового шлама. Вдавливание висячих свай производилось специальной самоходной установкой весом 100 тс, способной развивать статическое усилие вдавливания до 72 тс. Сваи погружались статическим вдавливанием в предварительно пробуренные лидерные скважины диаметром 220мм, глубиной 9 - 10.5 м с постоянным контролем усилия вдавливания на каждом метре. Усилия вдавливания измерялись при помощи специального динамометра, смонтированного на сваевдавливающей установке. Изменение усилий вдавливания для всех свай имело примерно одинаковый характер, постепенно возрастая с глубиной до конечного усилия 56 - 69 тс и вполне соответствовало по глубине графику изменения сопротивления сваи, построенного по результатам статического зондирования (рис.1), выполненного до начала строительства. Скорость вдавливания свай вначале и до глубины 10 - 11 м составляла 2-4 м/мин, а на последнем метре погружения сваи при усилии 56 - 69 тс скорость вдавливания не превышала 0.3 - 0.5 м/мин. Анализ интенсивности погружения свай и усилий вдавливания показал, что в данных грунтовых условиях наличие лидерной скважины приводит к снижению только лобового сопротивления.

Рис 1. Изменения сопротивления P погружению сваи вдавливанием (1) и по результатам статического зондирования (2) с глубиной.

Наблюдения за поверхностью окружающих грунтов и павильонами №№6 и 7 показали, что их технологические перемещения при производстве работ по вдавливанию свай на расстоянии 0.5м от существующих фундаментов отсутствовали. На площадке были выполнены 2 статических испытания буронабивных свай-стоек и 4 статических испытания вдавленных висячих свай после «отдыха» каждой в течении 3-х дней, результаты которых в сопоставлении с прогнозами приведены в таблицах (1,2) и на рисунке (2). Эффект «отдыха» для вдавленных висячих свай был весьма значителен: перемещения свай при статических испытаниях с усилиями 60-72 тс составили всего 6-8мм. При этом, доля упругих перемещений в общих перемещениях свай составила 35 - 60%. Это свидетельствует о том, что до исчерпания несущей способности вдавленных свай имеется солидный резерв.

Для буронабивных свай –стоек (см.табл.1) сопротивления оказались близкими к ожидаемым и соответствовали прочности известняков.

Графики испытаний вдавленных свай (рис.2) были обработаны c помощью приближенного приема раздельного определения долей лобового и бокового сопротивлений свай, иногда применяемым в геотехнической практике [1] .

Фактические сопротивления вдавленных свай превысили нормативные значения в 1.5 - 2 раза и были близки к сопротивлению свай, рассчитанному по результатам статического зондирования. Более высокие, по сравнению с рассчитанными по строительным нормам России [2] и зарубежным стандартам [3] , сопротивления висячих вдавленных свай (рис.3,табл.2) были несколько неожиданны. При расчете несущей способности свай по зарубежным стандартам [3] использовался широко применяемый там метод, базирующийся на определении лобового и бокового сопротивлений свай на основе предельного сопротивления грунта недренированному сдвигу Su.

Анализ данных таблицы 2 показывает, что наибольшее превышение фактическими сопротивлениями нормативных значений [2], [3] наблюдается для лобового сопротивления висячих вдавленных свай . Учитывая этот факт, можно предположить , что при статическом вдавливании сваи происходит формирование сопротивления грунта под ее нижним концом, превышающего величину, прогнозируемую строительными стандартами [2], [3] .

Попытаемся объяснить возрастание лобового сопротивления грунта вдавливанию сваи за счет его радиального упруго - пластического расширения в процессе внедрения сваи. Следует отметить, что теория пластичности [4] рассматривает два возможных случая внедрения штампа (клина) в пластичное тело: с выпучиванием пластичного материала вдоль свободных от нагрузки участков и с осаждением его вниз под действием нагрузки. Очевидно, что в случае висячих свай перемещение грунта под нижним концом сваи под действием полезной нагрузки и значительного бытового давления происходит по второму варианту, а при дальнейшем углублении ствола сваи происходит радиальное упругопластическое расширении грунта вокруг сваи. Авторы, безусловно, осознают, что данный подход является приближенным и, что он значительно упрощает явления в грунте при вдавливании сваи, обоснование правомочности применения которого выходит за рамки данной работы.

При расчете усилия погружения сваи в грунт вдавливанием сделаны следующие допущения:

• лобовое сопротивление вдавленной сваи состоит из двух компонентов:

1. сопротивление внедрению наконечника сваи (что учитывается строительными нормами [2,3]) – «R» [2] , «fb»[3];
2. добавочная компонента лобового сопротивления сваи, обусловленная упругопластическим осесимметричным расширением грунта вокруг сваи с учетом его упрочнения - «fc» («fc» предлагается учитывать по методике, изложенной ниже).

Расчет 2-й компоненты лобового сопротивления вдавленной сваи fc в первом приближении предлагается выполнить с использованием известного решения теории пластичности [4,5] об упругопластическом расширении полого толстостенного цилиндра c учетом его упрочнения.

Несущая способность вдавленной сваи Pu (обозначения приняты согласно [2] ), исходя из принятых выше предположений равна:

Pu= Sf s U + Ab(fb +fc) , (1)

где :

f s , fb – соответственно удельные значения сопротивлений по боковой поверхности и лобового сопротивления свай ,принимаемые согласно норм [2], [3],

U, Ab - соответственно периметр и площадь поперечного сечения сваи,

fc - добавочная компонента удельного лобового сопротивления сваи, обусловленная упругопластическим осесимметричным расширением грунтового толстостенного цилиндра, определяемая ниже .

Расчетная схема упруго-пластического деформирования грунта в основании сваи с использованием известного решения теории пластичности [4],[5]_ об упругопластическом расширении полого толстостенного цилиндра c учетом его упрочнения представлена на рисунке 3.

Согласно основным представлениям прикладной теории пластичности [4], [5] при внутреннем давлении Ра меньшем предела пластического сопротивления, но большем предела упругого сопротивления, в поперечном сечении цилиндра будем иметь две зоны: внутреннюю – пластическую и наружную - упругую. В этом случае, с учетом предположений о применимости к грунту теории прочности наибольших касательных напряжений, считая грунт несжимаемым, можно записать известное [5] условие предельного состояния упругопластического упрочняющегося материала в толстостенном полом цилиндре при действии внутреннего радиального давления Ра:

Pa- Pb = 1,15 st (lnbпл - ъ1/2bу+1/2),(2)

где :

Pb- горизонтальное давление на наружную поверхность толстостенного цилиндра, равное

Pb =zgz ,(3)

где :

z,g,z соответственно коэффициент бокового давления, объемный вес грунта и рассматриваемая глубина,

st – давление, соответствующее пределу текучести [4], в первом приближении принимаемое равным предельной нагрузке [6] Р пред=st, определяемой по известной формуле:

Р пред =(q +c ctg f)(1+sinf/1- sinf)e - c ctgf , (4)

где :

f,с – угол внутреннего трения и сцепление грунта,

q- пригрузка, равная давлению от собственного веса грунта на рассматриваемой глубине, отношения bпл = c/a, bу = b/c определяются согласно рисунка 3.

Искомым в уравнении (2) является внутреннее горизонтальное радиальное давление в толстостенном цилиндре Ра. Перейти от горизонтального радиального давления Pа к вертикальному fc можно с помощью коэффициента бокового давления z:

fc= Pа / z (5)

Пример расчета несущей способности вдавленной сваи выполним по формуле (1), взяв сопротивления S f s U + Abfb = Fd (Pu ) из таблицы 2 и определив fc по формулам (2-5).

На основании многочисленных опытных и нормативных данных [2] принимаем для данного примера диаметр условного полого толстостенного грунтового цилиндра, в пределах которого происходит радиальное упругопластическое деформирование грунта сваей, равным трем диаметрам сваи (3dсв,рис.3). При этом принимаем толщину стенки цилиндра, в котором происходят пластические деформации равной радиусу сваи rсв.

• Несущая способность сваи Fd (Pu) согласно СП 50-102-2003 [2] равна (табл.2) 37,68 тс.
• Несущая способность сваи Pu (Fd ) согласно зарубежным нормам [3] равна (табл.2) 42,65 тс.
• Коэффициент бокового давления грунта z = 0.4, [6] .
• Отношения bпл = c/a = 2, bу = b/c = 1,5, (рис.3, а = rсв = 0.15 м ,c = 2 rсв ,b = 3 rсв ).
• Расчетные значения угла внутреннего трения и сцепления грунта под нижним концом сваи ( табл.2) f = 16, С=0.4 т/м2.
• Предельное давление под нижним концом сваи по формуле (4) Рпред= st = 98,12 т/м2.
• Внутренне радиальное давление в цилиндре Ра по формуле (2) Ра=133,1 т/м2.
• Удельное лобовое сопротивление fc определяем по формуле (5) fc = 332,74 м2.
• Добавочная компонента лобового сопротивления сваи Ab fc = 332,74х0,09 = 29,94т/м2.

Итоговая несущая способность сваи:

• По российским стандартам [2] 37,68+29,94=67,72т/м2.
• По зарубежным нормам [3] 42,65+29,94=72,05т/м2.

Несущая способность свай по результатам полевых статических испытаний 60-72 тс, по результатам статического зондирования - 77,8 тс.

Выполненные расчеты и статические испытания вдавленных свай позволили сократить их количество с первоначально запроектированных 400 шт до 186 шт.